BRUNO MAREGA BORGES
INSTRUMENTAÇÃO, CONTROLE E OPERACIONALIZAÇÃO
DE UMA UNIDADE DE REPARO POR ATRITO COM
CAPACIDADE DE CARGA AXIAL DE 500 KN
UNIVERSIDADE FEDERAL DE UBERLÂNDIA
FACULDADE DE ENGENHARIA MECÂNICA
2011
BRUNO MAREGA BORGES
INSTRUMENTAÇÃO, CONTROLE E OPERACIONALIZAÇÃO
DE UMA UNIDADE DE REPARO POR ATRITO COM
CAPACIDADE DE CARGA AXIAL DE 500 KN
Dissertação apresentada ao Programa de Pósgraduação em Engenharia Mecânica da
Universidade Federal de Uberlândia, como parte
dos requisitos para obtenção do título de
MESTRE EM ENGENHARIA MECÂNICA.
Área de Concentração: Materiais e Processos de
Fabricação.
Orientador: Prof. Dr.-Ing. Sinésio D. Franco
Co-orientadora: Profa. Dra.-Ing. Vera Lúcia D.S.
Franco
ii iii iV v À meus pais,
Jair Gonçalves Borges e Rosemar Mary Marega Borges.
Vi vii AGRADECIMENTOS
Agradeço aos meus pais Jair e Rosemar pelo apoio incansável e luta a favor
de mais essa conquista em minha vida. A você pai que sempre foi um exemplo para
minhas atitudes e decisões ficam os ensinamentos e saudade eterna.
Aos professores Sinésio Domingues Franco e Vera Lúcia D. S. Franco pelo
apoio e orientação durante todo o trabalho.
Aos demais professores, engenheiros, técnicos, mestrandos, alunos de
iniciação científica, secretária e demais membros do Laboratório de Tecnologia em
Atrito e Desgaste – UFU pela troca de conhecimentos e apoio às adversidades que
compuseram este trabalho.
Ao engenheiro Lucas Antônio Caixeta pelas informações e experiências
transmitidas para o desenvolvimento do trabalho.
À Petróleo Brasileiro S. A. – Petrobras pelo apoio financeiro.
À Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de Minas Gerais (FAPEMIG)
pelo apoio financeiro.
Ao Conselho Nacional de Desenvolvimento Científico e Tecnológico (CNPq)
pela concessão de bolsa de estudos.
viii ix BORGES, B. M., Instrumentação, Controle e Operacionalização de uma Unidade de
Reparo por Atrito com Capacidade de Carga de 500 kN, 2011, 99p. Dissertação de
Mestrado
em
Engenharia
Mecânica,
Universidade
Federal
de
Uberlândia,
Uberlândia-MG, Brasil.
Resumo
O presente trabalho apresenta os resultados relativos à instrumentação,
controle e operacionalização de uma unidade de reparo por atrito com capacidade
de carga axial de 500 kN. Neste caso, um pino é rotacionado e pressionado contra
um bloco com um furo. O movimento relativo entre as superfícies cria uma ligação
metalúrgica entre o pino e o material do bloco. Após a instrumentação e controle do
equipamento,
foram
realizados
ensaios
para
avaliar
a
funcionalidade
do
equipamento e identificar os limites de operação do mesmo. Como parâmetros de
processamento, foram controlados os seguintes parâmetros: força, rotação e
comprimento de queima. Além desses parâmetros foi adquirido o torque, permitindo
assim, o cálculo do aporte térmico na operação. As matrizes de ensaio avaliadas
permitiram identificar faixas de operação do equipamento, bem como os efeitos da
energia aportada ao sistema sobre as microestruturas formadas e suas propriedades
mecânicas. Além disso, pôde-se constatar que a adoção de dois estágios constituise numa estratégia importante na execução de ensaios de reparo por atrito.
Palavras-chave: Instrumentação e Controle, Reparo por Atrito, Efeitos de
Parâmetro de Processamento, Microestrutura, Propriedades Mecânicas.
x xi BORGES, B. M., Instrumentation, Control and Operation of a Friction Welding Repair
Unit with Load Capacity of 500 kN, 2011, 99p. Master of Science Dissertation in
Mechanical Engineering, Federal University of Uberlândia-MG, Brazil.
Abstract
This work presents the results for the instrumentation, control and operation of a
friction hidro pillar processing unit with an axial load capacity of 500 kN. In this case,
a pin is rotated and pressed against a block with a hole. The relative motion between
the surfaces creates a metallurgical bond between the pin and block material. After
its instrumentation and control, tests were carried out to evaluate the functionality of
the equipment and identify the limits of its operating parameters. The following
parameters were controlled: axial force, rotational speed and burn-of-length. In
addition to these parameters was acquired the torque, thus allowing the calculation of
heat input in the operation. Welding parameter matrices were evaluated making it
possible to identify the unit operating ranges as well as the effects of the input energy
on the final microstructure and mechanical properties. Moreover, it was observed that
using a two-stage cycle may be an important strategy to overcome some difficulties
during friction hidro pillar processing.
Keywords: Instrumentation and Control, Friction Hidro Pillar Processing, Effects of
Processing Parameters, Microstructure, Mechanical Properties.
xii xiii LISTA DE FIGURAS
Figura 1 – Processamento de pinos por atrito através do preenchimento de
um furo ............................................................................................................ 03
Figura 2.1 – Número de publicações envolvendo a soldagem por atrito
(PINHEIRO, 2008) ........................................................................................ 07
Figura 2.2 - Fases do Processo de Soldagem por Atrito e comportamento
característico de acordo com os parâmetros relacionados.
(MEYER, 2003) ............................................................................................. 10
Figura 2.3 – Macrografia de uma FPTW. (BEAMISH 2003 citado por MEYER
2008) ..................................................................................................... 14
Figura 2.4 – Sistema montado para realização de ensaios FTPW. (HWANG,
2010) 2009 ............................................................................................ 15
Figura 2.5 - Reparo por atrito. (1) material base e (2) Pino e (3) junção.
Seqüência de processamento: (a) Aplicação de velocidade
rotacional no pino. (b) Força axial no pino girando e aproximação
dele ao material base e (c) formação da ligação metalúrgica e
geração da zona afetada pelo calor e a deformação. (UNFRIED et
al, 2009) ................................................................................................ 16
Figura 2.6 – Regiões características de um preenchimento por atrito, com a
inserção de um pino de aço carbono em um substrato de aço CrMo (BLACKEMORE, 1999) ................................................................... 16
Figura 2.7 – Croqui do processo de Costura por Atrito para reparo de trincas.
a) Reparo de uma chapa plana. b) Reparo de um tubo (Friction
Taper Plug Welding) .............................................................................. 17
.Figura 2.8 – Croqui da técnica de Revestimento por Atrito ..................................... 19
xiv Figura 2.9 – Principais partes da Unidade de Processamento de Pinos por
Atrito ................................................................................................................ 20
Figura 2.10 - Unidade de Processamento de Pinos por Atrito 1; a) Unidade
hidráulica e bloco de válvulas, b) Pórtico de Reparo, c) Esquema
geral ................................................................................................................ 21
Figura 2.11 – Pórtico de reparo da UPPA2 com motor hidráulico e cilindro de
aplicação de força em base única ......................................................... 22
Figura 3.1 – Vista tridimensional do projeto da Unidade de Processamento de
pinos por Atrito 3 ................................................................................... 26
Figura 3.2 – Simulação de perfil “I” dupla alma. a) Simulação de tensões
equivalentes (Von Mises); b) Simulação de deformação total ............... 27
Figura 3.3 – Cilindro hidráulico para aplicação de cargas com pressão de
trabalho de 250 bar fabricado pela Bosch Rexroth acoplado ao
pórtico ................................................................................................... 28
Figura 3.4 – Conjunto Pórtico de Reparo por atrito sem ligação de mangueiras
e sensores ............................................................................................. 29
Figura 3.5 – Detalhes do porta blocos (a) e placa de castanha (b) para fixação
de corpos de prova ................................................................................ 29
Figura 3.6 – Bloco de válvulas composto por válvulas proporcionais servo
controladas e transdutores de pressão ................................................. 30
Figura 3.7 – Disposição de mangueiras para alta pressão conectadas no
motor e cilindro hidráulicos .................................................................... 31
Figura 3.8 – Conexões do cilindro hidráulico para aplicação de força; a)
conexões iniciais que apresentaram vazamentos; b) conexões
soldadas com vedação total e sem presença de vazamentos .............. 32
Figura 3.9 – Bomba com motor de 10 cv acoplada a uma válvula limitadora de
pressão .................................................................................................. 32
xv Figura 3.10 – Terminal e conexão da mangueira de dreno do motor hidráulico ....... 33
Figura 3.11 - Acoplamento flexível ........................................................................... 33
Figura 3.12 – Torquímetro sistema MonitorqTM ........................................................ 34
Figura 3.13 – Vista explodida dos componentes do torquímetro; 1:Cubo;
2:Anel de Poliuretano; 3: Anel de Poliamida; 4:parafuso de fixação
do anel; 5:parafuso de travamento do cubo no eixo rotativo.
(Installation and Maintenance Instructions SAMIFLEX Couplings
Type A & C – Autogard) ........................................................................ 34
Figura 3.14 – Estruturas danificadas após primeiros testes de rotação; a)
Parte do acoplamento flexível GUMMI A-60 danificado; b) Cubo
em ferro fundido com 2 dentes rompidos. C) Dentes do cubo de
ferro fundido .......................................................................................... 35
Figura 3.15 – Cubos para acoplamento do torquímetro e placa de alumínio
para ajuste de altura do flange do motor hidráulico ............................... 36
Figura 3.16 – Cubo de aço SAE 1045 acoplado ao eixo do motor hidráulico ........... 36
Figura 3.17 – Painel de acionamentos elétricos e comandos para controle do
equipamento de reparos por atrito ........................................................ 37
Figura 3.18 – Sistema de medição da rotação com sensor indutivo ........................ 38
Figura 3.19 - Detalhe da primeira disposição do transdutor de deslocamento ......... 39
Figura 3.20 – Nova fixação do sensor de deslocamento .......................................... 39
Figura 3.21 - Detalhes do sensor de rotação acoplado ao motor hidráulico e
do receptor do sinal de torque via onda de rádio .................................. 40
Figura 3.22 – Interface Homem Máquina para configuração de parâmetros ........... 41
Figura 4.1 – Função de transferência do sensor de deslocamento ........................... 43
Figura 4.2 – Montagem do sistema de calibração da força axial .............................. 44
Figura 4.3 – Função de transferência do sistema de força .......................................... 45
xvi Figura 4.4 – Função de transferência do sensor de rotação e conversor de
frequência............................................................................................... 47
Figura 4.5 – Sistema de verificação de funcionamento do torquímetro por
telemetria ......................................................................................................... 48
Figura 4.6 – Curvas da função resposta para o carregamento e
descarregamento estático ...................................................................... 49
Figura 5.1 – Geometria “H” para pino e bloco utilizados em ensaios
preliminares e de preenchimento .......................................................... 52
Figura 5.2 – Geometrias de pinos e blocos utilizados nos ensaios de
preenchimento; a) Pino e bloco geometria “A”; b) Pino e bloco
geometria “B” ........................................................................................ 55
Figura 5.3 – Posicionamento para levantamento de perfis de microdureza e
principais regiões de interesse .............................................................. 59
Figura 6.1 – Primeiros sinais adquiridos para sistema controlado, com pino
cilíndrico, sem a geometria de preenchimento ...................................... 62
Figura 6.2 – Sinais adquiridos para carga de 60 kN, um estágio, geometria “A”
............................................................................................................... 65
Figura 6.3 - Sinais adquiridos para carga de 100 kN, dois estágios, geometria
“A” .......................................................................................................... 66
Figura 6.4 - Sinais adquiridos para carga de 200 kN, dois estágios, geometria
“A” ......................................................................................................... 67
Figura 6.5 - Sinais adquiridos para carga de 300 kN, dois estágios, geometria
“A” ......................................................................................................... 67
Figura 6.6 - Sinais adquiridos para carga de 400 kN, dois estágios, geometria
“A” ......................................................................................................... 68
Figura 6.7 - Sinais adquiridos para carga de 60 kN, um estágio, geometria “B” ...... 69
xvii Figura 6.8 - Sinais adquiridos para carga de 100 kN, dois estágios, geometria
“B” ......................................................................................................... 69
Figura 6.9 - Sinais adquiridos para carga de 200 kN, dois estágios, geometria
“B” ......................................................................................................... 70
Figura 6.10 - Sinais adquiridos para carga de 300 kN, dois estágios,
geometria “B” ........................................................................................ 71
Figura 6.11 - Sinais adquiridos para carga de 400 kN, dois estágios,
geometria “B” ......................................................................................... 71
Figura 6.12 - Sinais adquiridos para carga de 100 kN, dois estágios,
geometria “H” ........................................................................................ 72
Figura 6.13 - Sinais adquiridos para carga de 200 kN, dois estágios,
geometria “H” ........................................................................................ 73
Figura 6.14 - Sinais adquiridos para carga de 300 kN, dois estágios,
geometria “H” ........................................................................................ 73
Figura 6.15 - Sinais adquiridos para carga de 400 kN, dois estágios,
geometria “H” ....................................................................................... 74
Figura 6.16 – Macrografias referentes aos ensaios de 1 a 5, utilizando a
geometria “A” ......................................................................................... 75
Figura 6.17 – (a) Região contendo óxido na interface da amostra A06; (b)
Espectro de raios-X do ponto 1 de (a), MEV ......................................... 76
Figura 6.18 - (a) Região da amostra B06 com óxidos acumulados na interface;
(b) Espectro de raios-X do ponto 1 de (a), MEV..................................... 77
Figura 6.19 – Macrografias dos ensaios de número 6 a 10, utilizando a
geometria “B”.......................................................................................... 78
Figura 6.20 - (a) Região contendo óxido na interface da amostra B06; (b)
Espectro de raios-X do ponto 1 de (a) ................................................... 79
xviii Figura 6.21 – Região de interface entre pino e bloco para amostra A10
(geometria A, 100 kN, dois estágios) .................................................... 80
Figura 6.22 – Macrografias dos ensaios 4 a 7, geometria “H” .................................. 81
Figura 6.23 – Detalhe da região composta pela formação de provável óxido no
ensaio 7 .................................................................................................. 82
Figura 6.24 – Interface lado direito do ensaio com 300 kN, dois estágios,
geometria “H” ........................................................................................ 83
Figura 6.25 – Perfil horizontal de microdureza Vickers situado a 5 mm da
interface inferior para ensaios da Tabela 5.4 de geometria “A” ............. 84
Figura 6.26 – Perfil horizontal de microdureza Vickers situado a 10 mm da
interface inferior para ensaios da Tabela 5.4 de geometria “A” ............. 85
Figura 6.27 – Perfil vertical de microdureza Vickers para ensaios da Tabela
5.4 de geometria “A” .............................................................................. 86
Figura 6.28 – Perfil horizontal de microdureza Vickers situado a 5 mm da
interface inferior para ensaios da Tabela 5.4 de geometria “B” ............. 86
Figura 6.29 – Perfil horizontal de microdureza Vickers situado a 10 mm da
interface inferior para ensaios da Tabela 5.4 de geometria “B” ............. 87
Figura 6.30 – Perfil vertical de microdureza Vickers para ensaios da Tabela
5.4 de geometria “B” .............................................................................. 87
Figura 6.31 – Perfil horizontal de microdureza Vickers situado a 5 mm da
interface inferior para ensaios da Tabela 5.2 de geometria “H” ............. 88
Figura 6.32 – Perfil horizontal de microdureza Vickers situado a 10 mm da
interface inferior para ensaios da Tabela 5.2 de geometria “H” ............. 88
Figura 6.33 – Perfil horizontal de microdureza Vickers situado a 20 mm da
interface inferior para ensaios da Tabela 5.2 de geometria “H” ............. 89
Figura 6.34 – Perfil vertical de microdureza Vickers para ensaios da Tabela
5.2 de geometria “H” ............................................................................. 90
xix Figura 6.35 – Tempos gastos para ensaios das Tabelas 5.2 e 5.4 ........................... 91
Figura 6.36 – Energia gasta em cada ensaio realizado até o encerramento da
velocidade de rotação ............................................................................ 92
xx xxi LISTA DE TABELAS
Tabela 5.1 – Composição química de materiais utilizados em testes e ensaios
(% em peso) .......................................................................................... 50
Tabela 5.2 – Matriz de ensaios preliminares com geometria “H” e rotação de
1700 rpm ................................................................................................ 52
Tabela 5.3 – Matriz preliminar para definição de comprimento de queima,
utilizando-se uma força de 200 kN ......................................................... 52
Tabela 5.4 – Matriz de ensaios de preenchimento para geometrias “A” e “B”.
O comprimento de queima do primeiro estágio foi de 5 mm e do
segundo de 3 mm ................................................................................... 55
xxii xxiii LISTA DE ABREVIATURAS
ASTM: American Society for Testing and Materials
BSP: British Standard Pipe
CENPES: Centro de Pesquisas e Desenvolvimento Leopoldo Américo Miguez de
Mello
FHPP: Friction Hydro Pillar Processing
FPPW: Friction Pull Plug Welding
FS: Friction Surfacing
FTPW: Friction Taper Plug Welding
FTSW: Friction Taper Stich Welding
Kd: constante derivativa
Ki: constante integral
Kp: constante proporcional
LTAD: Laboratório de Tecnologia em Atrito e Desgaste
PID: Proporcional Integral Derivativo
SAE: Society of Automobile Engineers
UPPA: Unidade de Processamento de Pinos por Atrito
ZAC: Zona Afetada Pelo Calor
xxiv xxvii SUMÁRIO
CAPÍTULO 1 – INTRODUÇÃO ................................................................................ 01
CAPÍTULO 2 – REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ........................................................... 06
2.1 – Soldagem por Atrito ........................................................................... 06
2.1.1 – Energia de Processamento ..................................................... 09
2.1.2 – Fases do Processo .................................................................. 09
2.1.3 – Parâmetros de Influência no Processo .................................. 11
2.2 – Reparo por Atrito ................................................................................ 13
2.2.1 – Técnicas de Processamento ................................................... 13
2.3 – Unidades de Reparos por Atrito ....................................................... 19
2.3.1 - Unidade de Processamento de Pinos por Atrito (UPPA) ......... 19
2.3.2 – Versões já Desenvolvidas e Características ........................... 20
2.3.3 – Unidade de Processamento de Pinos por Atrito ...................... 23
CAPÍTULO 3 – DESENVOLVIMENTO DA UNIDADE DE PROCESSAMENTO DE
PINOS POR ATRITO PARA CARGAS DE ATÉ 500 kN ..................... 25
3.1 – Montagem do Sistema Mecânico ...................................................... 25
3.1.1 – Ligações Hidráulicas ............................................................... 30
3.1.2- Acoplamento do Torquímetro .................................................... 33
3.2 – Painel de Acionamentos Elétricos e Comandos .............................. 37
3.3 – Instrumentação e Sistema de Controle ............................................. 38
3.3.1 – Sensores para Aquisição de Dados ....................................... 38
xxvi 3.3.2 – Programação para o Controle do Sistema ............................. 40
CAPÍTULO 4 – VERIFICAÇÃO DO FUNCIONAMENTO DOS SENSORES E
LEVANTAMENTO DE FUNÇÕES DE TRANSFERÊNCIA .................. 42
4.1 – Verificação do Funcionamento do Sensor de Deslocamento ........ 42
4.2 – Verificação do Funcionamento do Sensor da Força Axial ............. 43
4.3 – Verificação da Velocidade de Rotação ............................................ 46
4.4 – Verificação do Torque ....................................................................... 47
CAPÍTULO 5 - PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS .......................................... 50
5.1 – Ensaios Preliminares ......................................................................... 50
5.1.1 – Materiais e Geometrias Utilizadas .......................................... 50
5.1.2 – Matriz para Teste de Funcionalidade ..................................... 52
5.1.3 – Procedimentos para Realização de Testes ............................ 54
5.2 – Ensaios de Preenchimento ............................................................... 54
5.2.1 – Materiais e Geometrias para Pino e Bloco ............................. 54
5.2.2 – Matriz de Ensaios de Preenchimento
.................................. 55
5.2.3 – Procedimentos para Reparos por Atrito .................................. 56
5.3 – Aquisição de Dados............................................................................ 57
5.4 – Preparação Metalográfica ................................................................. 57
5.4.1 – Macrografia ............................................................................ 57
5.4.2 – Micrografia .............................................................................. 58
5.5 – Ensaios de Microdureza Vickers ...................................................... 59
xxvii CAPÍTULO 6 – RESULTADOS E DISCUSÕES ..................................................... 60
6.1 – Operacionalização do Sistema ............................................... 60
6.2 – Ensaios Preliminares .............................................................. 61
6.3 – Ensaios de Preenchimento ..................................................... 64
6.4 – Macro e Micrografia ................................................................ 74
6.5 – Ensaios de Microdureza Vickers ............................................ 84
6.6 – Energia de Processamento .................................................... 90
CAPITÍTULO 7 – CONCLUSÕES ........................................................................... 94
CAPÍTULO 8 – TRABALHOS FUTUROS .............................................................. 96
CAPÍTULO 9 – REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ............................................. 97
CAPÍTULO 1
INTRODUÇÃO
A soldagem está presente em processos industriais e é um método
fundamental na união de materiais a nível atômico. O desenvolvimento da indústria
do petróleo, junto às novas descobertas de reservas de petróleo e gás, tem
incentivado a pesquisa e a melhoria dos processos de soldagem e técnicas afins.
Novos campos descobertos na área do pré-sal dispõem de riquezas que
necessitam de novos recursos tecnológicos para serem extraídas. As paredes de
tanques e tubulações de plataformas de petróleo sofrem com a dinâmica do
transporte, armazenamento e intempéries. Isso pode provocar a formação de trincas
que podem causar a ruptura do material que compõe essas estruturas, causando
prejuízos diversos e possibilitando o acontecimento de acidentes.
Dentre as diversas empresas do setor petrolífero, destaca-se a Petróleo
Brasileiro S.A., comercialmente conhecida como Petrobras. Ela atua de forma
integrada nas atividades de exploração e produção, refino, comercialização,
transporte e petroquímica, distribuição de derivados, gás natural, biocombustíveis e
energia elétrica.
As parcerias tecnológicas desenvolvidas com as Universidades e Institutos de
Pesquisa criaram modelos coordenados pelo Cenpes - Centro de Pesquisas e
Desenvolvimento Leopoldo Américo Miguez de Mello – o qual atende às demandas
tecnológicas que impulsionam a Petrobras. Os modelos estratégicos são os núcleos
de competências e as redes temáticas. Estes modelos prevêem a criação de infraestrutura necessária ao desenvolvimento de projetos de pesquisa nas instituições
parceiras e a formação de recursos humanos compatível com as demandas
identificadas (<http://www.petrobras.com.br/pt/quem-somos/>. Acesso em: 8 jun.
2010).
Com a criação de projetos e parcerias entre empresas, universidades e
demais instituições de pesquisa e desenvolvimento tem-se um crescimento na área
2 tecnológica, colaborando para maior competitividade nacional no mercado mundial.
Uma pequena porcentagem da receita bruta de grandes empresas pode fazer
grande diferença para a pesquisa e desenvolvimento.
Para manter-se como referência na competição mundial, uma tecnologia
requer desenvolvimentos a fim de minimizar custos para operação de seu processo.
Dessa forma, novas técnicas, materiais e mecanismos necessários para a
concretização de um objetivo são desenvolvidos.
A manutenção de sistemas produtivos pode estar relacionada com paradas
de produção e desperdício de tempo, principalmente para a indústria de produção de
petróleo. Além disso, somam-se os riscos encontrados devido aos ambientes hostis
que sistemas de produção e transporte podem estar sujeitos.
Para manter os sistemas de produção e transporte em operação, tem-se
desenvolvido técnicas alternativas de união de estruturas afins. Particularmente,
cita-se o reparo submerso de estruturas offshore e oleodutos. Por muitos anos foram
utilizados processos de soldagem por fusão na grande maioria dos casos
(MINERALS MANAGEMENT SERVICE, 2000 citado por MEYER, 2003). Nestas
situações, a coexistência simultânea do arco elétrico e o aço fundido em ambiente
muito úmido ou totalmente molhado tem sido a preocupação de sociedades de
certificação e descontentamento de operadores (POPE et. al, 1997 citado por
MEYER, 2003).
A aplicação de técnicas que envolvem altas temperaturas e arco elétrico
promove o risco de operação e a aplicação em áreas classificadas. Além disso,
existem problemas relacionados à fusão e solidificação, como a adsorção de gases
da atmosfera pela poça de fusão, levando à formação de fases frágeis de baixa
tenacidade à fratura, além da fragilização pelo hidrogênio e a formação de poros no
interior do cordão de solda.
Diante desse contexto, novas técnicas foram desenvolvidas a fim de
minimizar ou eliminar problemas até então encontrados nos métodos tradicionais de
soldagem, os quais se caracterizam pelo baixo nível de calor aportado, gases
residuais
excessivos
e
periculosidade
envolvida
de
aplicação
em
áreas
classificadas.
Para atender a esses requisitos, é estudada a técnica de reparos por atrito,
originada da soldagem por atrito. Ela tem sido aceita na indústria como um processo
3 que produz soldas de alta integridade, com boas estruturas metalúrgicas, não
apenas no aço-carbono, mas também na combinação de diversos materiais. O uso
da técnica para muitos componentes com tempo de vida crítico provoca um endosso
impressionante
da
qualidade
inerente
e
da
repetibilidade
do
processo
(BLAKEMORE, 1993).
O processamento de pinos por atrito consiste na introdução de um pino com
formato cilíndrico e ponta cônica no interior de um furo. Esse furo geralmente é
cônico e encontrado no material de um bloco usinado a partir de uma chapa. O pino
é introduzido com determinada rotação e força sobre o bloco, estabelecendo um
contato entre a superfície do pino e a parte interna do furo, Figura 1. O movimento
relativo entre as superfícies gera um aquecimento devido ao atrito, o que gera um
fluxo de material plastificado próximo à região de contato. Este fenômeno cria uma
ligação metalúrgica entre o pino e o material do bloco.
Figura 1 – Processamento de pinos por atrito através do preenchimento de um furo.
As modificações estruturais e propriedades mecânicas estão relacionadas
com muitas variáveis do processo, e não há uma relação direta simples que defina
até que níveis de operação os parâmetros devem ser tratados e o impacto que cada
um tem na qualidade do reparo.
4 Diante
dos
diversos
parâmetros
do
processo,
faz-se
necessário
o
desenvolvimento de um sistema eletromecânico robusto e controlado. Para tanto, há
uma necessidade de implantar toda uma instrumentação específica para aquisição
de dados que permitem a análise dos ensaios de reparo por atrito.
A exploração da técnica de reparo por atrito iniciou-se com a construção de
uma Unidade de Processamento de Pinos por Atrito (UPPA1). Esse equipamento
aplica cargas de até 5 tf e rotações de até 8 mil rpm. Para explorar diferentes faixas
de operação para a técnica de reparo por atrito, uma segunda versão foi
desenvolvida, a qual está projetada para atingir forças de até 25 tf. Após trabalhos
com geometrias variadas e aplicação de diferentes valores para os parâmetros do
processo, uma terceira versão foi proposta para execução da técnica com cargas
mais elevadas, projetada para suportar cargas de até 50 tf. Uma quarta versão
também já foi desenvolvida no Laboratório de Tecnologia em Atrito e Desgaste
(LTAD), a qual possui a flexibilidade de portabilização para aplicações a campo em
ambiente submerso (água do mar).
Assim, o objetivo deste trabalho foi executar a instrumentação, controle e
montagem final do equipamento de reparos por atrito com cargas de até 500 kN.
Além disso, realizar ensaios em corpos de prova com geometria específica para
avaliar a eficiência da técnica. Para tanto, tem-se a operacionalização do
equipamento com montagem do sistema mecânico, instrumentação com sensores
diversos e demais estruturas necessárias para a aquisição dos parâmetros de
controle e leitura. A partir de ensaios preliminares foi possível verificar os limites de
operação do equipamento para as dimensões do corpo de prova e material
utilizados. Pretendeu-se ainda avaliar a microestrutura e a qualidade final da união
metalúrgica encontrada com o reparo por atrito com auxílio da infraestrutura
oferecida pelo Laboratório de Tecnologia em Atrito e Desgaste.
Este trabalho está organizado de acordo com a descrição dos seguintes capítulos:
No capítulo 2 é apresentada uma revisão bibliográfica sobre a soldagem por
atrito e demais técnicas de reparo em desenvolvimento.
No capítulo 3 são descritos os principais sistemas que compõem o
equipamento de reparos por atrito desenvolvido.
No capítulo 4 encontram-se todas as verificações de funcionamento para os
diversos sensores que compõem o equipamento de reparo por atrito. Foram
5 levantadas diversas curvas que correspondem às saídas dos parâmetros do
processo a partir de níveis de tensão correspondentes.
No capítulo 5 estão descritos os procedimentos experimentais para a realização
dos ensaios preliminares e ensaios de preenchimento. Também se encontra a forma
de aquisição dos sinais e procedimentos para ensaios de microdureza Vickers.
No capítulo 6 são apresentados os resultados e discussões do trabalho tanto
para funcionamento quanto para os ensaios realizados.
No capítulo 7 encontram-se as principais conclusões obtidas.
No capítulo 8 são apresentadas sugestões para trabalhos futuros.
CAPÍTULO 2
REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
A soldagem por atrito utiliza o atrito para gerar calor. Há muito tempo sabe-se
que o atrito gera calor, mas o registro sobre sua utilização para unir metais é
conhecido a partir de 1891, quando a primeira patente sobre a utilização de calor
obtido por atrito para união de cabos de aço foi utilizada nos Estados Unidos da
América. Durante a segunda Guerra Mundial, na Alemanha, tubos de material
termoplástico foram unidos por atrito. Entretanto, somente com a publicação das
experiências realizadas na antiga União Soviética em 1957, renasceu o interesse
sobre o processo. O processo de soldagem por atrito é amplamente utilizado por
fabricantes que lideram a produção automotiva, aeroespacial, reparo de oleodutos
operantes, linhas de gás e linhas de metanol, segundo Blakemore (1993). Também
são encontradas aplicações em máquinas agrícolas, ferramentas de corte e
componentes da indústria de engenharia elétrica.
2.1 – Soldagem Por Atrito
Devido à vasta gama de aplicações e versatilidade, a solda por atrito tem-se
mostrado um assunto expressivo. Pinheiro (2008) destaca o número de publicações
e atividades de pesquisas realizadas envolvendo a soldagem por atrito durante os
últimos anos, Figura 2.1. Isso mostra a importância do assunto e a necessidade de
maiores investigações.
7 Figura 2.1 – Número de publicações ISI (Institute for Scientific Information)
envolvendo a soldagem por atrito. (PINHEIRO, 2008).
O processo de soldagem por atrito utiliza a transformação de energia
mecânica em calor gerado através do atrito entre as superfícies que serão unidas.
Assim, a soldagem ocorre em alta temperatura, mas na fase sólida, e é obtida por
pressão e escoamento plástico dos materiais envolvidos. As impurezas envolvidas
são expelidas da superfície juntamente com o metal que flui, formando um recalque
(excesso) em torno da peça.
Podem ser definidas algumas etapas características do processo, sendo que
pelo menos uma peça sofre rotação. As superfícies são aproximadas, se interagem
pelo atrito e a energia gerada leva as mesmas ao estado plástico. Ocorre
compressão das peças, continuando, ou não, a rotação de uma peça, dependendo
do método de soldagem empregado.
A soldagem no estado sólido é estabelecida pelas interações entre as
superfícies de interface, ocasionando a destruição e remoção do filme de óxido e
contaminantes nas faces adjacentes. A deformação plástica localizada preserva as
propriedades mecânicas e facilita a união no estado sólido de materiais frágeis.
Existem algumas variantes do processo, as quais são denominadas
“Convencional” e por “Inércia”. Independente de qual seja o tipo, segundo Machado
(1996), a soldagem por atrito apresenta as seguintes vantagens:
8 - Não é utilizado material de adição, ou consumível em geral;
- Não é necessária, em geral, atmosfera protetora;
- A junta apresenta boas propriedades mecânicas;
- A Zona Afetada pelo Calor (ZAC) é extremamente reduzida;
- Os gastos com energia são muito menores quando comparado com os de qualquer
outro processo de soldagem;
- A velocidade com que as soldas são produzidas é elevada.
Entretanto, existem algumas limitações, dentre as quais se citam:
- As peças devem, em princípio, possuir geometria compatível com as
características do processo;
- O equipamento de solda deve ser suficientemente rígido e resistente para manter o
alinhamento das peças sob as grandes cargas aplicadas;
- As peças devem ser capazes de resistir aos esforços aplicados, principalmente a
região aquecida, próxima à interface;
- Peças com geometria não circulares, que requeiram perfeito alinhamento, podem
ser soldadas, mas somente com equipamento especial;
- É relativamente grande o investimento de capital inicial.
A soldagem convencional é caracterizada por possuir somente uma peça em
rotação, enquanto a outra se desloca axialmente. A parte giratória é acelerada à
velocidade desejada, a outra avança, iniciando o atrito e a pressão entre as
superfícies. Assim, ocorre o aquecimento mantendo-se a compressão e rotação e na
fase final (fase de forjamento), a parte giratória cessa o movimento e as peças
sofrem compressão final com determinada carga.
Já na soldagem por inércia, uma peça é fixa num sistema apropriado,
enquanto a outra gira juntamente a um volante com grande momento de inércia. O
volante é acelerado a uma velocidade de rotação conveniente, sendo o fator
determinante na energia disponível para a soldagem. O outro membro avança,
enquanto o sistema que provoca a rotação é desconectado, deixando a peça
giratória livre.
9 2.1.1 – Energia de Processamento
O aporte térmico gerado na região de reparo tem forte influência na taxa de
deformação que os materiais sofrerão durante o movimento relativo entre pino e
bloco. Para a geração do calor necessário para que ocorram os fenômenos de
deformação plástica tem-se como principal responsável o parâmetro velocidade de
rotação. De acordo com o nível de velocidade selecionado, diferentes taxas de
aquecimento são produzidas e, conseqüentemente, diferentes transformações
metalúrgicas podem ocorrer.
De acordo com Lebedev e Chemenko (1992), a junta soldada e formada no
estado sólido mediante deformação plástica do material atinge temperaturas na faixa
de 1273 a 1573 K para os metais ferrosos. As mudanças na temperatura provocam
mudanças no coeficiente de atrito. Em temperaturas da ordem de 453-473 K ocorre
mudança qualitativa nos lubrificantes, formando um regime de atrito seco,
aumentando o coeficiente de atrito e, consequentemente, a temperatura. A ligação
metalúrgica está vinculada com deformações plásticas localizadas, as quais, por sua
vez, dependem das características do material base, do aporte térmico empregado e
da pressão exercida na região de interface.
2.1.2 – Fases do Processo
Estudos já realizados dividem a solda por atrito em fases características. Uma
das formas encontradas de separação dos momentos do processo, segundo Meyer
(2003), é dividi-los em quatro fases, como na Figura 2.2: fase de atrito, fase de
aquecimento, fase de parada e fase de forjamento.
10 Figura 2.2 – Fases do processo de soldagem por atrito e comportamento
característico de acordo com os parâmetros relacionados. (MEYER,
2003).
A fase de atrito, fase I, ocorre durante os primeiros instantes de contato físico
entre as duas superfícies. Nessa fase ocorre um aumento da área de contato em
atrito na interface, acompanhado de deformação plástica dos materiais, dependendo
dos tipos de materiais utilizados no reparo. A formação de superfícies de atrito
11 planas está vinculada às altas tensões iniciais, sendo que, acontece o primeiro valor
máximo de torque no final dessa fase. A temperatura na junção aumenta
gradualmente, principalmente nas regiões externas da junta, onde se tem alta
velocidade rotacional relativa entre as superfícies. Nessa fase ainda ocorre a quebra
da camada de óxido, adsorção e remoção de contaminantes.
Terminada a primeira fase, regiões mais frias recebem o escorregamento de
material plastificado, ao mesmo tempo em que novas fricções ocorrem devido ao
resfriamento imediato do material plastificado. A transferência de calor se estende
por toda a área do contado, chegando ao equilíbrio de temperatura. Nesse instante,
a taxa de queima passa a ser quase constante. Essa é a fase de aquecimento, fase
II, que termina com uma queda do torque de atrito.
Durante a fase de parada, fase III, a velocidade de rotação diminui até cessar
o movimento de giro. Assim, não há mais fonte de aquecimento intensa, o que
provoca a diminuição da temperatura. Além disso, a diminuição da rotação aumenta
a resistência ao cisalhamento, o que caracteriza o segundo valor máximo de torque
e o estabelecimento da ligação metálica e união permanente da junção.
A última fase do processo é a fase de forjamento, fase IV, durante a qual não
há velocidade de rotação do pino e se estabelece uma pressão constante de
forjamento. Esta pressão provoca uma homogeneização da ligação na seção
transversal, aumento abrupto na taxa de queima e contato mais íntimo das
superfícies de soldagem. Também é estabelecida uma recristalização estática, e
regeneração dos cristais devido o resfriamento (MEYER, 2003).
2.1.3 – Parâmetros de Influência no Processo
Os principais parâmetros de influência na qualidade da junta soldada a serem
destacados são a velocidade de rotação, força axial, taxa de queima, tempo de
aquecimento, velocidade de frenagem e força de forjamento. Dentre estes
parâmetros, destacam-se a velocidade de rotação e a força axial para a solda por
atrito. Como existe um movimento relativo entre as superfícies em contato, ocorre
geração de calor devido ao atrito existente, sendo que as fases do processo
demonstram um aporte térmico variável, com influência da rotação. Altas
velocidades de rotação tendem a aumentar o tempo de aquecimento necessário
12 para obtenção do fluxo plástico adequado. Isso ocorre devido à existência de um
efeito de “polimento” entre as superfícies em contato.
A força axial também possui forte influência no processo na medida em que, o
aumento da carga externa provoca um aumento da área média de contato, tornando
as interações entre as superfícies dependentes da área real de contato. Dessa
forma, o tempo total de processamento pode diminuir, já que a taxa de consumo do
pino seria maior. Isso também influencia a zona afetada pelo calor (ZAC), em função
da dissipação de calor ao longo do volume da peça, modificando também a
microestrutura final.
Pires (2007) destaca que a qualidade do reparo realizado é fortemente
dependente dos parâmetros do processo citados e, em especial da geometria do
pino de queima e do furo a ser preenchido. Também podem ser apontados como
parâmetros de influência no processo o torque e a taxa de resfriamento.
A geometria condiciona o aporte térmico e, consequentemente, a propagação
da ZAC. A geometria do bloco é importante no incremento da qualidade do reparo,
sendo responsável pela eliminação da falta de união.
A força axial atua de maneira preponderante nos tempos de preenchimento.
Quanto maior for esse parâmetro, tanto menor será o tempo de processamento.
Apesar de as altas forças contribuírem para o aumento da potência requerida no
processo, as mesmas propiciam a diminuição na energia total de soldagem, em
decorrência dos curtos tempos de processamento.
O parâmetro velocidade de rotação do pino não é considerado como fator de
grande influência no processo. No entanto, Meyer (2003) aponta que a diminuição
de velocidades de rotação produzem uma ZAC mais fina e com um perfil
notavelmente muito mais severamente marcado em comparação com soldas
similares produzidas com velocidades de rotação mais altas. O aumento de rotações
conduzem menores taxas de resfriamento, maior ZAC e, portanto, menores durezas
na região próxima à junção.
Análises microestruturais de união de aços soldados mostram que, para uma
dada pressão de soldagem, o incremento na velocidade produz aumento no
tamanho do grão, Meyer (2003).
13 2.2 – Reparo por Atrito
As necessidades e tecnologias desenvolvidas na indústria têm se mostrado
presentes há muitos anos. Neste cenário encontram-se aplicações específicas que
exigem alto grau de confiabilidade e qualidade. Com o desenvolvimento da
soldagem por atrito, também foram criadas novas técnicas que passaram a fazer
parte do universo de ferramentas para a solução dos problemas associados à união
de partes metálicas. Assim, a técnica de reparo por atrito foi criada e vem se
desenvolvendo com trabalhos realizados para a indústria do petróleo. Como
exemplo tem-se as paredes de tanques e tubulações de plataformas de petróleo
sujeitas à formação de trincas. O reparo desses defeitos é extremamente importante
para evitar a ruptura dessas estruturas e acidentes.
O reparo por atrito também é conhecido como processamento de pinos por
atrito, ou ainda na literatura inglesa como Friction Hydro Pillar Processing (FHPP).
2.2.1. – Técnicas de Processamento Variantes da Soldagem por Atrito
Andrews e Mitchel (1990) desenvolveram o FHPP. Esta foi originada do
processo FTPW (Friction Taper Plug Welding), o qual realiza o preenchimento de um
furo cônico passante através da deformação plástica de um pino também cônico,
Figura 2.3. O calor gerado entre as superfícies do pino e do furo passante no FTPW
causa a deformação plástica e fluência do material até o diâmetro maior do furo
cônico, o qual é preenchido instantaneamente.
A Figura 2.3 mostra claramente o aspecto do preenchimento do furo cônico
após um corte na seção transversal da região submetida ao FTPW. Esse também é
um tipo de reparo que acontece no estado sólido para ações estruturais na indústria
offshore e marinha. Como se trata de uma soldagem sem fusão ela evita problemas
associados com a solidificação e por ocorrer no estado sólido e sem arco elétrico,
tem muito potencial de aplicação subaquática.
14 Figura 2.3 – Macrografia de uma FTPW. (BEAMISH 2003 citado por PINHEIRO
2008)
De acordo com Andrews e Mitchel (1990), as primeiras aplicações eram para
o reparo de trincas de fadiga em cordões de solda de estruturas offshore (membros
tubulares de espessuras de 15 a 40 mm) localizadas a mais de 100 m de
profundidade.
Algumas patentes já foram registradas com processos semelhantes. Há
registro de pedido de patente internacional publicado no tratado de cooperação de
patente (PCT) de título “Friction Plug Welding Methods and Systems”, com autoria
de Maciel (2009). A patente para “Friction Forming” de Thomas et al. (1993), teve
sua publicação em outubro de 1995, sobre propriedade da TWI (The Welding
Institute) em Cambridge. Outras patentes, tais com título “Friction Pull Welding: Dual
Chamfered Plate Hole”, e “Friction Pull Plug Welding: Top Hat Plug Design”, ambas
de Edmond et al. (2001 e 2002) também podem ser citadas.
Desenvolveu-se recentemente no Laboratório de Tecnologia em Atrito e
Desgaste um equipamento que consegue realizar uma técnica de reparo em dutos
bem semelhante, chamada de FPPW (Friction Pull Plug Welding), que é o reparo por
atrito através da tração, Figura 2.4, HWANG (2010). Este equipamento é dito
Unidade de Processamento de Pinos por Atrito versão 4. Ela é o resultado da
evolução de outros equipamentos desenvolvidos no Laboratório de Tecnologia em
Atrito e Desgaste, como será abordado mais a frente. Franco et al. (2009) já fizeram
o requerimento de patente desse equipamento que é basicamente compreendido
por um motor hidráulico, uma camisa, uma haste, um eixo maciço e um
15 acoplamento. Além de realização de reparos FPPW, também podem ser aplicadas
soldas em superfícies planas e ensaios FHPP.
Figura 2.4 – Sistema montado para realização de ensaios FPPW. (HWANG, 2010).
O processamento de pinos por atrito (FHPP) - Figura 2.5, envolve o
preenchimento completo de um furo cônico através de um pino que toca o fundo do
furo, aquece a região pelo atrito gerado entre as superfícies e deforma-se
plasticamente. Nesse caso o furo é não passante. Em virtude de a união metálica
acontecer abaixo do ponto de fusão, limita-se a extensão e complexidade das
reações metalúrgicas que causam a fragilização (por exemplo formação de fases
intermetálicas), fissuração e porosidade (MEYER, 2003).
16 Figura 2.5 - Reparo por atrito. (1) material base e (2) Pino e (3) junção. Seqüência
de processamento: (a) Aplicação de velocidade rotacional no pino. (b)
Força axial no pino girando e aproximação dele ao material base e (c)
formação da ligação metalúrgica e geração da zona afetada pelo calor
e a deformação. (UNFRIED et al., 2009).
Como resultado das transformações metalúrgicas durante alguns segundos
do reparo por atrito, tem-se microestruturas formadas com propriedades mecânicas
diferenciadas e com características próprias, como pode ser visualizado na Figura
2.6.
Figura 2.6 – Regiões características de um preenchimento por atrito, com a inserção
de um pino de aço carbono em um substrato de aço Cr-Mo
(BLAKEMORE, 1999).
17 Cada região mostrada na Figura 2.6 é designada como:
- (a) Material base do substrato;
- (b) Zona Afetada pelo Calor (ZAC), adjacente à linha da junção;
- (c) ZAC do material base;
- (d) Material do pino;
- (e) Material forjado com grão fino na região de transformação;
- (f) e (g) Material forjado com grão fino completamente transformado;
- (h) Linha da junção entre o consumível e o material base.
Outras técnicas também foram desenvolvidas para reparos por atrito. Todas
elas possuem características similares à soldagem por atrito. Como exemplos,
citam-se o Friction Taper Stich Welding (FTSW) ou também chamado Reparo por
Costura e Friction Surfacing (FS) ou Revestimento por Atrito.
O Reparo por Costura, Figuras 2.7, foi empregado originalmente para o
preenchimento de furos previamente abertos em uma estrutura com trinca ou
defeitos em chapas ou tubos de aço. Da mesma forma que as outras técnicas de
soldagem já abordadas, o FTSW é um processo de soldagem na fase sólida. Ela é
acompanhada de um furo cônico passante ou não no local de reparo ou defeito. Em
seguida, um pino cônico com angulação similar à do furo é introduzido no mesmo.
As superfícies cônicas se tocam, aquecem com o atrito e ocorre uma união
metalúrgica dependendo do tipo de material empregado.
(a)
(b)
(HWANG, 2010)
(http://www.twi.co.uk/content/faqedn002.html#)
Figura 2.7 – Croqui do processo de Costura por Atrito para reparo de trincas.
a) Reparo de uma chapa plana. b) Reparo de um tubo.
18 O Revestimento por Atrito, mostrado na Figura 2.8, também possui a
aplicação da rotação do pino e a força axial. Todavia, quando o material entra em
fluxo plástico ele não preencherá um furo. Neste caso, tem-se um movimento
relativo do substrato (deslocamento horizontal), obtendo-se, assim, a deposição do
material do pino sobre uma chapa ou substrato. Através dessa técnica, pode-se
então aplicar diferentes tipos de materiais sobre substratos, resultando em
incrementos na resistência à corrosão e/ou desgaste.
O revestimento obtido deve cumprir uma série de requisitos para ser
considerado de interesse. Em primeiro lugar, sua aderência ao substrato deve ser
boa, de maneira que não se delamine com facilidade, resistir às condições de
trabalho para as quais está dirigido, que podem incluir temperaturas extremas,
atmosferas corrosivas ou desgastes mecânicos elevados. Por último, o revestimento
deve contribuir para melhorar determinadas propriedades do material utilizado como
substrato. No entanto, já foram apontadas algumas limitações que retardaram a
ampliação da aplicação desta técnica, tais como a falta de dispositivos de detecção
precisos para monitoramento do processo em tempo real confiável e um modelo do
processo adequado (VOUTCHKOV et. al., 2001).
Em particular, a procura por revestimentos que combinem dureza elevada,
com baixo coeficiente de atrito e alta resistência ao desgaste resulta do grande
interesse de seu potencial de aplicações tecnológicas. Por exemplo, boa parte das
ferramentas metálicas de cortes fabricadas está recoberta por camadas que
melhoram sua resistência ao desgaste (VEPREK, 1999 citado por ESPINOZA,
2003). Além disso, a utilização de revestimentos de elevada dureza, baixo atrito e
alta resistência ao desgaste em maquinarias encarregadas dos processos de
fabricação industriais permitem a redução do uso dos refrigerantes e lubrificantes
líquidos utilizados atualmente, em geral nocivos para o meio ambiente e cuja
reciclagem supõe elevados custos de produção (CSELLE et. al., 1995, citados por
ESPINOZA, 2003).
19 Figura 2.8 – Croqui da técnica de Revestimento por Atrito.
2.3 – Unidades de Reparos por Atrito
Com o desenvolvimento das técnicas de reparo por atrito, encontrou-se
oportunidade para projeto e construção de equipamentos que atendessem às
demandas da indústria do petróleo e gás.
Diante dos diversos parâmetros que esta tecnologia apresenta, faz-se
necessário o desenvolvimento eletromecânico robusto e controlado do equipamento
de reparo por atrito. Para tanto, houve a necessidade de construir máquinas
capazes de executar reparos por atrito com faixas de valores que atendam os
requisitos de aplicação.
2.3.1 - Unidade de Processamento de Pinos por Atrito (UPPA)
Para desempenhar a técnica de reparo por atrito foi construída uma Unidade
de Processamento de Pinos por Atrito no LTAD. Este é um sistema constituído
basicamente por cinco partes principais, quais sejam: unidade hidráulica, bloco de
válvulas, cabeça de reparo, sistema de controle integrado e aquisição de dados,
como podem ser visualizados esquematicamente na Figura 2.9.
20 Figura 2.9 – Principais partes da Unidade de Processamento de Pinos por Atrito.
O sistema de controle troca informações com a unidade hidráulica, o bloco de
válvulas e a cabeça de reparo. Para cada acionamento elétrico, monitoramento
geral, controle de válvulas ou verificação de algum parâmetro, existe interligações
próprias entre as partes do equipamento. A unidade hidráulica possui todos os
componentes necessários à geração de energia mecânica, através de motores,
bombas, mangueiras e reservatório hidráulico. E para dosar a transmissão do fluido
hidráulico para a cabeça de reparo tem-se o bloco de válvulas. Este é controlado e
encontra-se entre a unidade hidráulica e a cabeça de reparo. Através de mangueiras
que entram e saem do bloco de válvulas, direciona-se o fluxo hidráulico utilizado no
acionamento dos sistemas de giro e aplicação de carga que estão presentes na
cabeça de reparo.
2.3.2 – Versões já Desenvolvidas e Características
A primeira versão do equipamento chamado Unidade de Processamento de
Pinos por Atrito (UPPA1) foi concluída em 2006, Figura 2.10. Ela é capaz de realizar
ensaios FHPP com rotações de até 8.000 rpm, e forças axiais de até 50 kN. Souza
(2006) realizou trabalhos com este equipamento, trazendo informações relevantes
para o desenvolvimento de novos trabalhos sobre a técnica de reparo por atrito.
Filho (2008) também desenvolveu um programa de controle para furação no mesmo
equipamento, capaz de controlar a velocidade de avanço, rotação do motor
hidráulico e posição da broca.
21 Observa-se na Figura 2.10 (b) a disposição do pórtico para deslocamento do
sistema de giro na vertical, enquanto que o material a ser reparado é fixado em uma
morsa que também é fixa a uma mesa de deslocamento horizontal. Este
equipamento possui também a flexibilidade da realização de ensaios de
Revestimento por Atrito.
(a)
(b)
(c)
Figura 2.10 - Unidade de Processamento de Pinos por Atrito 1; a) Unidade
hidráulica e bloco de válvulas, b) Pórtico de Reparo, c) Esquema geral.
22 A fim de trabalhar com outra faixa de operação para a técnica de reparo por
atrito, uma segunda versão do equipamento foi construída, Figura 2.11, sendo capaz
de aplicar forças axiais de até 250 kN e rotações menores em relação à primeira
versão, em torno de 2.500 rpm. Para a Unidade de Processamento de pinos por
Atrito 2 (UPPA2), foi desenvolvido um sistema de monitoramento e controle, com o
intuito de otimização do processo como um todo.
Figura 2.11 – Pórtico de reparo da UPPA2 com motor hidráulico e cilindro de
aplicação de força em base única.
As duas versões foram construídas de tal forma que o contato entre os corpos
de prova aconteça pelo deslocamento vertical descendente do pino em rotação
sobre o bloco fixo em uma base. Este movimento acontece através de uma válvula
direcional proporcional localizada em um bloco de válvulas. Com esta válvula
controla-se a pressão e, portanto, a força axial aplicada ao cilindro hidráulico que
realiza a movimentação do pino. Um motor hidráulico é utilizado para implementar a
velocidade de rotação. Para as versões 2 e 3 ele é conectado por mangueiras a uma
bomba acionada por um motor a diesel de 180 CV. O conjunto formado pelos
componentes, reservatório hidráulico, motor diesel, bloco de válvulas, bombas
23 hidráulicas, mangueiras de condução e demais estruturas são necessárias para a
operação da segunda e terceira versões do equipamento.
2.3.3 – Unidade de Processamento de Pinos por Atrito 3
A terceira versão para a Unidade de Reparos por atrito (UPPA3), a qual foi
instrumentada, controlada e operacionalizada, é composta por uma estrutura
mecânica própria para a aplicação de cargas de até 50 tf. A instrumentação do
equipamento a ser utilizado para a aplicação de elevadas cargas axiais é composta
por: sensor de deslocamento, sensor de rotação indutivo, sensor de torque e
transdutores de pressão. Através destes componentes eletrônicos, a quantificação
dos valores de comprimento de queima do pino, velocidade de rotação, torque e
força axial são passíveis de serem monitorados. No entanto, juntamente com uma
instrumentação dimensionada para a aplicação de aquisição de sinais, o sistema de
controle deve possuir a confiabilidade para a resposta do sistema, de forma a
garantir a execução da técnica de reparo por atrito.
O controle de válvulas do sistema hidráulico como um todo é realizado
separadamente através de uma interface homem máquina (IHM), a fim de realizar
testes para os movimentos de rotação do pino e deslocamentos horizontais do
bloco. Para comandos de deslocamento que permitem os movimentos de avanço e
retorno do bloco existem duas mangueiras que saem do bloco de válvulas e se
conectam ao cilindro hidráulico. O giro do motor hidráulico, através do fluxo do fluido
que passa por um canal de entrada e um de saída do motor, transmite a velocidade
de rotação para o pino.
Todos os comandos para abertura e fechamento de válvulas e demais rotinas
de comando são realizados através de um Controlador Lógico Programável (CLP).
Este é o portador da lógica de programação e controle da execução da sequência de
operação do equipamento. Já o sistema de aquisição de dados é realizado via
microcomputador com uma placa de aquisição. O gerenciamento da leitura dos
sinais é realizado pelo software LabView® que mostra os resultados em gráficos e
os salva logo em seguida.
24 Através da implantação de todo o sistema de instrumentação e controle,
conexão do motor e cilindro hidráulicos ao bloco de válvulas por meio de mangueiras
próprias e adequação do sistema de aquisição de dados foi possível a
operacionalização da Unidade de Processamento de Pinos por Atrito com cargas de
até 500 kN.
CAPÍTULO 3
DESENVOLVIMENTO DA UNIDADE DE PROCESSAMENTO DE PINOS POR
ATRITO PARA CARGAS DE ATÉ 500 kN
3.1 – Montagem do Sistema Mecânico
O reparo por atrito com cargas da ordem de algumas dezenas de toneladas
exige um sistema mecânico robusto para suportar os esforços e tensões às quais
todo o equipamento que realiza o processo fica submetido. Assim, a UPPA3 foi
projetada e construída para atender às necessidades de aplicação de força e
velocidade estabelecidas. O conjunto dito pórtico de reparo é constituído por um
pórtico base de sustentação, motor hidráulico, torquímetro, porta blocos, mancais e
cilindro hidráulico, como mostrado na Figura 3.1.
As principais diferenças encontradas nesse sistema em relação às versões
anteriores são relacionadas a seguir. Primeiramente, tem-se um aumento da
capacidade de carga de reparo. Além disso, a idéia inicial visava atender também o
reparo de dutos, já que os movimentos de rotação e translação são independentes,
não existindo um cilindro especial de reparo como ocorre nas versões anteriores,
nas quais esses movimentos são realizados em uma mesma estrutura. Outro
diferencial desta versão é a utilização de um sistema de aquisição de torque
independente, o qual permite medir o sinal de torque e transmiti-lo via telemetria
para aquisição e armazenamento. Nas versões anteriores, a aquisição de torque é
realizada com base no monitoramento das pressões de entrada e saída do motor
hidráulico. Desta forma, pode-se estimar a potência e o torque transmitidos ao eixo.
26 Figura 3.1 – Vista tridimensional do conjunto da Unidade de Processamento de
pinos por Atrito 3.
Durante o dimensionamento do pórtico, houve uma intenção de projetar uma
estrutura com uma tensão de resistência variando de 70 a 90 MPa, com deformação
máxima de aproximadamente 0,5 mm. Nessa fase de concepção, pensou-se na
utilização de perfis do tipo caixão. A necessidade de realização de muitas soldas de
precisão devido ao excesso de perfis motivou a utilização de perfis maiores. Novas
estruturas compostas por menores reações aos esforços foram simuladas, utilizando
o software Ansys Workbench 10.0. Por fim, a melhor estrutura encontrada para
atender às exigências iniciais foi com perfil “I” de dupla alma soldada, com tirantes
entre as carcaças de rolamento e de deslizamento. As simulações finais para tensão
equivalente e deformação total podem ser vistas na Figura 3.2.
27 (a)
(b)
Figura 3.2 – Simulação de perfil “I” de dupla alma. a) Simulação de tensões
equivalentes (Von Mises); b) Simulação de deformação total. (MUNIZ,
2007).
28 Após definição da estrutura de base para montagem dos demais
componentes da UPPA3, a mesma foi construída na Usiminas Mecânica S.A. em
Ipatinga-MG. O cilindro hidráulico utilizado na aplicação das cargas de reparo é
apresentado na Figura 3.3. O cilindro hidráulico em questão tem curso de 200 mm e
capacidade de até 50 tf.
Figura 3.3 – Cilindro hidráulico para aplicação de cargas com pressão de trabalho
de 250 bar fabricado pela Bosch Rexroth acoplado ao pórtico.
Os elementos rotativos, tais como motor hidráulico, acoplamento flexível, eixo
de acoplamento do torquímetro, torquímetro, eixo de rotação principal e placa de
castanhas também foram definidos de acordo com o projeto de um equipamento
para cargas elevadas.
A seleção do motor hidráulico foi realizada com base no catálogo “Axial Piston
Fixed Displacement Motor A2FM” - Bosch Rexroth AG, Mobile Hydraulics, Product
Unit Axial Piston Units. De acordo com as necessidades de rotação, eficiência e
torque para uma dada variação de pressão da bomba, o motor hidráulico escolhido
foi o Bosch TN125. O mesmo está fixado em um flange por parafusos e é alinhado
com a estrutura e demais elementos da unidade de reparo. A Figura 3.4, a seguir,
mostra a montagem das principais partes do sistema mecânico sem a interligação
com mangueiras e sensores.
29 Figura 3.4 – Conjunto Pórtico de Reparo por atrito sem ligação de mangueiras e
sensores.
Os corpos de prova são fixados através do porta blocos e a placa de
castanha, como indicado na Figura 3.5.
(a)
(b)
Figura 3.5 – Detalhes da fixação de pinos e blocos, a) porta blocos e b) placa de
castanhas.
Inicialmente foi projetado um eixo para a transmissão de movimento entre um
acoplamento flexível e o torquímetro. No entanto, após os primeiros testes rotativos
foram feitas modificações neste eixo, como será discutido em outro item deste
capítulo, bem como do sensor de torque.
30 3.1.1 – Ligações Hidráulicas
O principal meio de transmissão de energia mecânica do sistema é pelo
deslocamento de fluido hidráulico. Tanto o sistema rotativo quanto de deslocamento
axial para aplicação de cargas utilizam fluxo de óleo. Assim, foram necessárias
mangueiras próprias para condução do fluido a alta pressão.
Todo o controle de pressão do óleo hidráulico é feito através do bloco de
válvulas, mostrado na Figura 3.6. Ele foi dotado de válvulas proporcionais servocontroladas, que atuam de acordo com os parâmetros definidos para o processo.
Também foram integrados transdutores de pressão nas entradas e saídas de óleo.
Figura 3.6 – Bloco de válvulas composto por válvulas proporcionais servocontroladas e transdutores de pressão.
As necessidades de projeto indicaram mangueiras hidráulicas com diâmetro
de 38,1 mm, com quatro metros de comprimento para alta pressão (420 bar) da
norma SAE 100 R15 com quatro espiras de arame de aço. Estas foram utilizadas
para interligar motor hidráulico e bloco de válvulas. Já o cilindro hidráulico comunicase com o bloco de válvulas através de mangueiras hidráulicas com diâmetro de 12,7
mm com quatro metros de comprimento para alta pressão (380 bar) da norma EM
853 SN com dois reforços trançados em arame de aço.
31 Também foram adquiridos terminais para conexão das mangueiras no bloco
de válvulas, tais como terminais para flange SAE 6.000 psi, terminais para alta
pressão fêmea giratória 90º, redutores BSP e bolachas para flange SAE 6.000 psi.
A disposição das mangueiras conectadas no motor e cilindro hidráulicos pode
ser visualizada na Figura 3.7. Nesta fase não haviam sido inseridos ainda o sensor
de rotação (acoplado ao motor hidráulico), deslocamento e receptor de sinal de
torque.
Figura 3.7 – Disposição das mangueiras de alta pressão conectadas no motor e no
cilindro hidráulicos.
Durante a montagem das mangueiras do cilindro hidráulico responsável pela
aplicação da força, percebeu-se que as conexões BSP (British Standard Pipe) que
atendem ao padrão internacional, baseado na ISO, não eram corretas para a
aplicação. Com isso houve vazamento de óleo nessas conexões. A peça adquirida
possuía geometria cônica e, mesmo apresentando pequena angulação, não
apresentou o encaixe perfeito. Para níveis de pressão tão altos, como os atingidos
pelo óleo, o vazamento continuaria e inviabilizaria a operação do equipamento. A
solução foi adquirir a conexão BSP reta e com casamento adequado das roscas.
Como a redução do cilindro para a mangueira é de 31,75 mm para 12,7 mm,
foi necessário o uso de um adaptador intermediando a conexão BSP e o terminal da
mangueira. No entanto, também foram constatado vazamentos nessa peça
32 intermediária. E para garantir a vedação total e impedir possíveis vazamentos foi
realizada uma brasagem, mostrada na Figura 3.8.
(a)
(b)
Figura 3.8 – Conexões do cilindro hidráulico para aplicação de força; a) conexões
iniciais que apresentaram vazamentos; b) conexões soldadas com
vedação total e sem presença de vazamentos.
O cilindro hidráulico está diretamente interligado com o bloco de válvulas e
este possui a entrada de óleo responsável pela aplicação de cargas para o cilindro.
O fluxo de óleo de entrada é alimentado por uma bomba hidráulica, acionada por um
motor elétrico de 10 CV. Essa bomba possui uma válvula limitadora de pressão
acoplada à mesma e pode ser regulada manualmente, Figura 3.9.
Figura 3.9 – Bomba com motor de 10 CV acoplada a uma válvula limitadora de
pressão.
33 Quando foram realizados os primeiros testes de funcionamento do sistema de
giro com o motor hidráulico, também foram detectados vazamentos na conexão do
dreno do motor hidráulico. Esses vazamentos foram causados por amassamento da
rosca do terminal. Esta mangueira também é utilizada para a versão 2 da Unidade
de Processamento de Pinos por Atrito e necessitava a troca do terminal. Assim, o
retorno de óleo para o reservatório da unidade hidráulica foi realizado de forma
correta após a troca do terminal, Figura 3.10.
Figura 3.10 – Terminal e conexão da mangueira de dreno do motor hidráulico.
3.1.2- Acoplamento do Torquímetro
Durante o projeto da UPPA3 foi selecionado um acoplamento flexível da
empresa Gummi, modelo A-60, mostrado na Figura 3.11. Este acoplamento é
utilizado para evitar vibrações e desalinhamentos de eixos acoplados. As vibrações
de eixo podem chegar a níveis que interferem nas leituras através do sensor de
torque que é solidário ao eixo rotativo principal. Isso ocorre em função dos
movimentos de afastamento entre o torquímetro e o receptor do sinal de torque
posicionado em suas proximidades.
Figura 3.11 - Acoplamento flexível usado no UPPA3.
34 Para a medição de torque utilizou-se um torquímetro fabricado pela
Autogard®, modelo MonitorqTM (ver Figura 3.12). Este foi escolhido com base na
facilidade de acoplamento do sistema de medição de torque, bem como pelo seu
custo relativamente baixo. A principal parte desse sensor é o anel de torque, onde
se encontram todos os componentes microeletrônicos que sofrem a influência do
torque resistivo e transmitem o sinal proporcional. Integrados ao anel de torque
estão cubos em ferro fundido com oito dentes, que são interligados por um anel
elástico de poliuretano, que por sua vez é envolvido por um anel de poliamida, (ver
Figura 3.13).
Figura 3.12 – Torquímetro MonitorqTM da Autogard, usado no UPPA3.
Figura 3.13 – Vista explodida dos componentes do torquímetro; 1: Cubo; 2: Anel de
poliuretano; 3: Anel de poliamida; 4: Parafuso de fixação do anel; 5:
Parafuso de travamento do cubo no eixo rotativo. (Installation and
Maintenance Instructions SAMIFLEX Couplings Type A & C –
Autogard).
35 Após montagem final da UPPA3 e realização dos primeiros testes de rotação
para verificação do comportamento do sistema de giro, houve um incidente. As
conexões entre o anel de torque e o motor hidráulico se soltaram da estrutura,
provocando o rompimento dos dentes de uma das peças em ferro fundido e
danificações no acoplamento flexível, como mostrado na Figura 3.14.
(a)
(b)
Figura 3.14 – Estruturas danificadas após primeiros testes de rotação; a) Parte do
acoplamento flexível marca Gummi, modelo A-60, danificado e b)
Cubo em ferro fundido com 2 dentes rompidos.
As principais causas apontadas para o ocorrido foi o desalinhamento
provocado pelo excesso de acoplamentos e a baixa resistência mecânica do cubo
de ferro fundido. Após levantamento de medidas cabíveis, foi definida a eliminação
do acoplamento flexível e a fabricação de novo cubo.
A eliminação do acoplamento resultou numa aproximação do flange que
suporta o motor hidráulico em relação ao anel de torque. Assim, foram realizados
mais quatro furos na base do equipamento para a fixação do flange ao pórtico, de tal
sorte que se pudesse montar o conjunto sem o acoplamento flexível. Após a
verificação de altura e alinhamentos também foi colocada uma chapa de alumínio
abaixo do flange, como mostra a Figura 3.15.
36 Figura 3.15 – Cubos para acoplamento do torquímetro e placa de alumínio para
ajuste de altura do flange do motor hidráulico.
A fabricação do novo cubo que é acoplado ao eixo do motor hidráulico foi
realizada por usinagem, em aço ABNT 1045. O novo cubo é apresentado na Figura
3.16.
Figura 3.16 – Cubo de aço ABNT 1045 acoplado ao eixo do motor hidráulico.
Com as modificações realizadas nos acoplamentos do sistema de giro, foram
realizados
testes
para
verificação
da
funcionalidade
e
estabilidade.
Os
desalinhamentos foram reduzidos, sendo que o anel de poliuretano do torquímetro
passou a ser o principal compensador de possíveis desalinhamentos. Menos
componentes, menor massa e menor esforço ou batimento radial foi conferido ao
sistema.
37 3.2 – Painel de Acionamentos Elétricos e Comandos
A realização de acionamentos elétricos, comandos e controles em geral do
sistema é comandada por um painel, mostrado na Figura 3.17. Nele encontram-se
todas as chaves liga/desliga, botões, cabos, controladores, dispositivos de
segurança, condicionadores, relés, alimentação, etc..
Figura 3.17 – Painel de acionamentos elétricos e comandos para controle do
equipamento de reparo por atrito.
3.3 – Instrumentação e Sistema de Controle
38 3.3.1 – Sensores para Aquisição de Dados
O sistema de aquisição de dados é composto de sensores diversos. Para
leitura da rotação do pino tem-se um sensor indutivo que é acoplado próximo a uma
roda dentada presente no motor hidráulico. Assim, são gerados pulsos elétricos
cada vez que há transição de um dente para outro. Esses pulsos são devidamente
condicionados e enviados como referência para o sistema de controle e adquiridos
para a leitura em tempo real dos valores de velocidade de rotação.
A Figura 3.18 mostra o princípio de funcionamento do sistema de medição da
velocidade de rotação.
Figura 3.18 – Princípio de funcionamento do sistema de medição da rotação usando
sensor indutivo.
A aquisição dos valores de comprimento de queima do pino é realizada
através de um transdutor de deslocamento indutivo, o qual é baseado no princípio
da bobina diferencial a um quarto de ponte.
Inicialmente, foi proposta uma montagem do sensor de deslocamento sobre o
mancal do eixo deslizante, com fixação da haste do sensor no porta blocos, como
apresentado na Figura 3.19.
39 Figura 3.19 - Detalhe da primeira disposição do transdutor de deslocamento.
Após os primeiros testes com deslocamento do cilindro hidráulico, as curvas
do sinal de comprimento de queima do pino indicaram valores que variavam
consideravelmente em relação à média. Essa variação ocorreu devido às vibrações
experimentadas pelo porta blocos no momento que o pino girante tocava o mesmo.
Além disso, foi verificada uma folga excessiva nos parafusos de fixação do porta
blocos. O aperto desses parafusos não levou a uma melhora significativa da
dispersão dos resultados. Assim, para minimizar a influência da vibração provocada
durante um ensaio, definiu-se uma nova configuração para a fixação do transdutor
de deslocamento. A Figura 3.20 apresenta a configuração adotada, onde haste do
sensor é fixada no próprio cilindro hidráulico, através de uma cantoneira.
Figura 3.20 – Nova fixação do sensor de deslocamento.
40 Os sensores de rotação e o receptor do sinal de torque foram dispostos no
equipamento como mostrado na Figura 3.21. O sensor de rotação é acoplado em
uma entrada própria no motor hidráulico, onde se encontra internamente uma roda
dentada utilizada na geração de pulsos elétricos. Já o receptor de sinal de torque foi
posicionado próximo (cerca de cinco mm) ao anel de torque. Este receptor adquire
as ondas de rádio transferidas pelo anel de torque. O sinal adquirido é transferido
para um conversor do sinal de freqüência em tensão elétrica. Em seguida, os dados
são coletados na placa de aquisição conectada a um microcomputador.
Sensor torque
Sensor rotação
Figura 3.21 - Detalhes do sensor de rotação acoplado ao motor hidráulico e do
receptor do sinal de torque via onda de rádio.
3.3.2 – Programação para o Controle do Sistema
O sistema de controle do equipamento é composto por um elemento chave
que é o Controlador Lógico Programável (CLP). Este executa os acionamentos e
comandos de forma automatizada através de módulos de entrada e saída que
processam sinais discretos (5V) e analógicos (4 -20 mA ou 0 – 10 V). Os sinais dos
sensores são aplicados às entradas dos controladores e a cada ciclo (varredura),
todos os sinais são lidos e transferidos para a unidade de memória interna,
denominada memória imagem de entrada. Esses sinais são associados entre si aos
sinais internos de referência. Ao término do ciclo de varredura, os resultados são
transferidos à memória imagem de saída e então aplicados aos terminais de saída.
41 Além do CLP, tem-se um dispositivo muito importante para a parametrização
de cada ensaio que é realizado. Esse dispositivo é a Interface Homem Máquina ou
simplesmente IHM, que é acoplada à porta do painel elétrico. A IHM é composta por
um programa construído de forma dedicada à aplicação para ensaios de reparos por
atrito. Sua interface é composta por botões diversos de configuração que são
ativados e desativados com um simples toque na tela, como mostrado na Figura
3.22. Esse sistema facilita a configuração inicial para definição dos valores de cada
parâmetro do processo.
Figura 3.22 – Interface Homem Máquina para configuração de parâmetros.
A colocação de todo o equipamento em operação de forma controlada só é
possível com a configuração das diversas telas utilizadas para a programação.
CAPÍTULO 4
VERIFICAÇÃO DO FUNCIONAMENTO DOS SENSORES E LEVANTAMENTO DE
FUNÇÕES DE TRANSFERÊNCIA
Os sinais advindos dos sensores são de fundamental importância, tanto para
o monitoramento do processo assim como para o controle do sistema. Para verificar
o funcionamento dos sensores no sistema e identificar a função de transferência dos
mesmos, foram realizados ensaios de verificação de cada sensor e obtidas as
respectivas funções de transferência. Desta forma, é possível monitorar e controlar
todo o processo.
4.1 – Verificação do Funcionamento do Sensor de Deslocamento
Um parâmetro muito importante na determinação do início e término dos
ensaios de reparo por atrito é o comprimento de queima do pino. Através de uma
posição de referência é determinada a posição inicial do ensaio e à medida que
ocorre o processamento do pino, o mesmo é consumido e ocorrem deslocamentos
que são influenciados principalmente pelos níveis de carga aplicados.
Como principal agente na determinação do posicionamento do pino de reparo
tem-se o transdutor de deslocamento. Para a aplicação correta do mesmo nas
medições diretas de posição foi necessária a verificação da resposta do mesmo com
deslocamentos variados. De posse dessa resposta, pode-se então inferir sobre a
posição.
Após a instalação do transdutor de deslocamento indutivo no pórtico de
reparo e conexões diversas para o sistema de aquisição dos sinais gerados pelo
mesmo, construiu-se uma curva de função resposta. Essa curva representa o
modelo matemático da relação do sinal analógico gerado, proporcional aos
43 deslocamentos da haste do sensor. A verificação do funcionamento do transdutor de
deslocamento ocorreu utilizando-se um condicionador de sinal próprio, que envia o
sinal analógico proporcional ao deslocamento linear na faixa de 0 a 10 V para a
placa de aquisição de dados. Para a medição da variação do comprimento utilizouse um paquímetro com resolução de 0,01 mm. Assim, a verificação iniciou-se com o
cilindro de avanço todo recuado definindo-se um ponto inicial zero para construção
da curva. Após leitura do sinal analógico proporcional na saída do condicionador
para o primeiro ponto, o cilindro de avanço deslocou-se 10 mm para os pontos
seguintes até a marca de 140 mm. Cada posição da haste do transdutor de
deslocamento teve a leitura do sinal em tensão proporcional.
A Figura 4.1 mostra a função de transferência do sensor de deslocamento
utilizado no equipamento. Nota-se dessa figura, que há uma correspondência direta
e linear da tensão com o deslocamento.
Figura 4.1 – Função de transferência do sensor de deslocamento.
4.2 – Verificação do Funcionamento do Sensor da Força Axial
Para verificar a carga aplicada ao sistema, utilizou-se uma célula de carga
calibrada da marca HBM, modelo U10M. Ela é um transdutor de força
tração/compressão para aplicações dinâmicas e estáticas, com faixa de medição de
0 a 500 kN, sensibilidade de 2 a 2,5 mV/V, linearidade de 0,06%, carga limite de
44 230% do valor nominal e torque máximo permissível de 11430 kN. Para realizar a
verificação do funcionamento da célula de carga, foi necessária a montagem de um
sistema, composto por um apoio para a célula de carga, um anel de contato direto
com a célula de carga e uma chapa de uma polegada e meia de espessura para
apoio do anel, como mostra a Figura 4.2. A leitura da célula de carga foi realizada
através de um amplificador de medição próprio, que fornece leituras diretas em kgf.
Estabeleceu-se uma faixa ótima de operação entre 100 e 400 kN.
Nessa fase, detectou-se um problema na bomba do cilindro hidráulico da
Figura 3.9 durante testes. O disjuntor ao qual a fiação estava ligada estava
subdimensionado. Este contratempo foi resolvido após correção do disjuntor.
Célula de carga
Anel de contato
Chapa 1 1/2”
Figura 4.2 – Montagem do sistema de verificação da força axial.
Realizadas as correções para operação do equipamento, mediu-se a carga
aplicada diretamente à célula de carga. Proporcionalmente tem-se a tensão
correspondente para acionamento das válvulas proporcionais que controlam o fluxo
de óleo no cilindro hidráulico. Esse sinal advém do cartão PID.
Com auxílio do programa de controle enviou-se um sinal de referência, em
tensão, para o cartão de controle PID. Mediu-se esse sinal e com a célula de carga
encontrou-se diretamente a carga correspondente em kgf. Incrementou-se o sinal de
45 referência até encontrar-se uma força correspondente de 400 kN, com esse
resultado construiu-se a curva mostrada na Figura 4.3.
Figura 4.3 – Função de transferência do sistema de força.
Observa-se um coeficiente de linearização muito próximo de 1, mostrando
alta linearidade do sistema. Dessa forma, o operador entra com o valor da carga de
ensaio requerida e a saída do CLP envia um sinal em tensão correspondente para o
cartão PID. O cartão é quem garante a aplicação de uma força constante ou o mais
próximo possível do valor estabelecido pelo operador.
O sinal de feedback que o cartão recebe é correspondente à diferença entre
as leituras realizadas por transdutores de pressão instalados na entrada e saída do
cilindro hidráulico. Portanto, essas leituras estão diretamente relacionadas com a
tensão necessária para a aplicação da força.
A entrada de valores de força em kgf é convertida para valores
correspondentes em tensão elétrica no próprio programa de controle. Com a
equação da função de transferência foi possível monitorar a força aplicada durante
os ensaios. Essa equação foi inserida no programa de monitoramento dos
parâmetros do processo.
46 4.3 – Verificação da Velocidade de Rotação
Inicialmente foi realizada uma avaliação do comportamento da velocidade de
rotação. Após verificar a impossibilidade de utilização de um sensor indutivo “Balluff”
com atuação até 1 kHz, optou-se pela montagem do mesmo sensor utilizado na
UPPA 2. Trata-se aqui de um sensor indutivo de efeito Hall, que opera com
frequência proporcional à velocidade de rotação de uma roda dentada, como
mostrado anteriormente, o sinal de saída é uma onda quadrada e para
compatibilidade do sistema e viabilizar a realização do controle em malha fechada
foi necessário a utilização de um conversor de frequência em tensão.
O controle de rotação do motor hidráulico é feito através de um cartão
controlador digital PID VT-HACD. Foram realizados ajustes dos parâmetros de
controle através do software BODAC, que é específico para o ajuste dos parâmetros
tais como: Kp, Ki, Kd (constante proporcional, integral e derivativa, respectivamente)
e a definição da saída do cartão de controle (sinal em tensão ou corrente). Após a
definição desses parâmetros, todas as configurações realizadas foram armazenadas
no cartão via comunicação serial RS-232.
Durante vários testes para avaliação da estabilidade e diferentes níveis de
rotação, investigou-se uma faixa de atuação de 500 a 1.000 rpm, com a válvula
proporcional direcional aberta a 90 %, e um conversor de frequência em tensão foi
construído para esta faixa de operação. No entanto, esses níveis de rotação não
atenderam às necessidades de preenchimento para as geometrias utilizadas, no que
se refere a velocidades relativas de deslizamento entre pino e bloco. Essas
velocidades relativas podem variar em torno de 1 a 2 m/s na região de interface
pino/bloco. Assim, o conversor de frequência em tensão do sensor de rotação foi
redimensionado para atuar com uma freqüência de até 2.000 Hz. O ajuste permitiu,
então, obter rotações de até 1.800 rpm e realizar os ensaios sem travamento do
motor hidráulico.
Com o novo conversor de freqüência verificou-se a rotação de acordo com a
curva apresentada na Figura 4.4.
47 Figura 4.4 – Função de transferência do sensor de rotação e conversor de
frequência.
4.4 – Verificação do Torque
Outro importante parâmetro a ser medido nos ensaios de reparo por atrito é o
torque. Ele também está diretamente associado à energia gasta no processo. Para
determinar os valores de torque foi utilizado um torquímetro que tem como
configuração uma resolução de 0,4% do valor nominal de torque (1000 N.m), ou
seja, 4 N.m. A correspondente sensibilidade do sensor de deflexão é de 20 mV, já
que se tem uma faixa de 0 a 10 V para a saída do conversor de sinal do sistema,
abrangendo torques que vão de -1000 a 1000 N.m Assim, para a tensão de 0 V,
tem-se, no sentido anti-horário, um torque de 1000 N.m. Para 5 V o torquímetro não
apresenta nenhuma indicação de torque. Já para tensões de 10 V, o esperado é um
torque de 1000 N.m, no sentido horário. A precisão é de 5 % do fundo de escala, o
que equivale a 50 N.m.
Para a decodificação do sinal do anel de torque e enviar os dados via cabo
para o dispositivo de saída, utiliza-se o receptor E60RX da Autogard. Ele foi
montado num furo roscado M30 próximo ao anel de torque com uma ponta de
plástico, faceando toda a região tangencial do anel durante o giro. A distância
recomendada entre o E60RX e o anel de torque é de 5 mm ou menos.
48 Para conhecimento do comportamento, precisão com que o torquímetro
trabalha, verificação e definição de uma curva de calibração, foi projetado um
dispositivo para realizar uma calibração do sistema Monitorq (torquímetro por
telemetria), como representado na Figura 4.5. Esse sistema consiste basicamente
de dois perfis, sendo um em “L” e outro do tipo caixão, e um suporte para pesos.
O conjunto permite simular qual a leitura que deverá ser feita via computador,
de acordo com as cargas colocadas, colaborando para que o torque tenha uma
variação e sejam gerados sinais de tensão analógica proporcionais a esse torque
aplicado.
Figura 4.5 – Sistema de verificação de funcionamento do torquímetro por telemetria.
Cada parte do sistema apresentado na Figura 4.5 será descrita a seguir:
1 - perfil em “L” de 200x150x12 mm3, ao qual foram feitos furos para fixação do
torquímetro, fixação do apoio 6 e colocação de parafusos niveladores;
2 - perfil do tipo caixão de 60x40x4 mm3, com extremidades furadas para o
acoplamento das peças 3 e 4;
3 - haste porta-pesos, que tem a função de garantir a posição dos pesos
durante a simulação de torque;
4 - eixo com chaveta, que é acoplado em 2 e em 5. Este é o eixo passante no
torquímetro que transmite o torque gerado pela carga;
49 5 - rolamento de esferas;
6 - suporte funcionando como um mancal para o rolamento que dá a
sustentação para o eixo que é acoplado ao torquímetro.
7 - anel de torque, que é fixado no perfil 1 e para onde efetivamente o torque
é transmitido.
Após a aplicação de cargas discretas, encontrou-se uma resposta que levou à
definição de uma curva muito próxima da curva fornecida pelo fabricante. O
resultado obtido é apresentado na Figura 4.6.
Figura 4.6 – Curvas da função resposta para o carregamento e descarregamento
estático.
CAPÍTULO 5
PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL PARA REALIZAÇÃO DE ENSAIOS
PRELIMINARES
5.1 – Ensaios Preliminares
Durante a fase dos primeiros testes de verificação da funcionalidade e
comportamento da Unidade de Processamento de Pinos por Atrito 3 estabeleceramse alguns ensaios preliminares. Estes ensaios foram realizados utilizando
geometrias de pinos e blocos baseados em trabalhos anteriores, como os de Pires
(2007) e Hwang (2010).
5.1.1 – Materiais e Geometrias Utilizadas
O material utilizado para pinos e blocos em todos os ensaios foi o aço
estrutural ASTM (American Society for Testing and Materials) A36. Para fabricação
dos pinos de teste foi utilizada parte de uma barra cilíndrica de 6 m de comprimento
com 38,1 mm de diâmetro. Chapas de teste foram obtidas a partir de chapas
laminadas de 2 m de comprimento por 1 m de largura e 25,4 mm de espessura.
A composição química dos materiais utilizados é apresenta da Tabela 5.1,
sendo determinada via espectrometria de emissão ótica no Centro de Pesquisas e
Desenvolvimento Leopoldo Américo Miguez de Mello (CENPES).
51 Tabela 5.1 – Composição química de materiais utilizados em testes e ensaios (% em
peso).
Como os primeiros testes tinham por objetivo a adequação do sistema como
um todo e verificação de faixas de operação do equipamento, as geometrias não
necessitaram de tolerância alguma de acabamento. Assim, os corpos de prova
foram preparados sem muitas preocupações dimensionais. Os pinos foram
confeccionados mediante usinagem em torno, com arredondamento em uma das
extremidades. Ou seja, os pinos aproximaram-se muito de uma geometria totalmente
cilíndrica, possuindo uma extremidade cônica de aproximadamente 5 mm de altura.
As chapas de teste foram cortadas em serra de fita com dimensões de
aproximadamente 100 x 50 mm2.
Alguns testes iniciais foram realizados também com a geometria apresentada
na Figura 5.1. Esta geometria foi proposta inicialmente com base em resultados
obtidos nos trabalhos de Pires (2007). As proporções de ângulo foram mantidas,
mas o diâmetro da extremidade (menor diâmetro) do pino e demais dimensões
foram aumentadas para testes no equipamento com maior capacidade de cargas e
torque (UPPA3).
Por medida de segurança foi construído um cordão de solda na região que
fica entre as placas de castanha, impedindo o giro falso entre o pino e as castanhas
de fixação.
52 Figura 5.1 – Geometria para pino e bloco utilizados em ensaios preliminares e de
preenchimento, que corresponde à geometria “H” do trabalho de Pires
(2007).
5.1.2 – Matriz para Teste de Funcionalidade
Foi elaborada uma matriz de ensaios com a geometria “H”, sendo que a
rotação de trabalho foi definida em função de um intervalo de velocidade linear que o
pino possui. Considerou-se a faixa de velocidade linear correspondente ao diâmetro
menor do pino (9 mm) até um diâmetro posicionado numa seção 40 mm acima
dessa seção equivalente a 26,55 mm.
A matriz com definição dos valores dos parâmetros utilizados pode ser
visualizada na Tabela 5.2. Os ensaios de 4 a 7 foram realizados com dois estágios
de processamento, sendo o primeiro com 5 mm de comprimento de queima e com
60 kN de carga. O segundo estágio teve 10 mm de comprimento de queima e de
acordo com a carga estabelecida.
53 Tabela 5.2 – Matriz de ensaios preliminares com geometria “H” e rotação de 1700
rpm..
Ensaio
Força [kN]
Comprimento de
queima [mm]
Forjamento
[kN] por 3 s
1
100
12
100
2
100
17
100
3
100
22
100
4
60 -100
15
100
5
60 -200
15
200
6
60 - 300
15
300
7
60 - 400
15
400
Com o objetivo de explorar a operacionalidade do equipamento, foi elaborada
uma nova matriz de ensaios com mais duas geometrias propostas para exploração
dos limites de operação do equipamento.
Para definir o comprimento de queima foram necessários alguns ensaios
iniciais e estabeleceram-se três processamentos com comprimentos diferentes,
como mostrado na Tabela 5.3. Para inserir um aporte térmico inicial definiu-se um
primeiro estágio de processamento (com comprimento de queima, carga e rotação
definidos) com a carga mínima controlada de 60 kN e um segundo estágio também
com os mesmos parâmetros do primeiro estágio, mas com valores de carga e
comprimento de queima diferentes.
Tabela 5.3 – Matriz preliminar para definição de comprimento de queima, utilizandose uma força de 200 kN.
Corpo de prova Primeiro estágio [mm] Segundo estágio [mm] Rotação [rpm]
A
3
5
A
3
7
A
3
9
B
3
5
B
3
7
B
3
9
1700
1500
54 5.1.3 – Procedimentos para Realização de Testes
Cada ensaio realizado passa pela definição dos valores dos parâmetros do
processo. Estes são inseridos via IHM e durante a operação do equipamento, os
sensores diversos adquirem todas as informações para controle e monitoramento.
Antes de cada ensaio é realizada uma verificação geral das conexões do
sistema hidráulico, motores, tanque de combustível, possíveis vazamentos, etc.
Também é feita uma demarcação de área de segurança, evitando trânsito de
pessoas nas proximidades do equipamento durante os ensaios. Para operação do
equipamento utilizam-se alguns Equipamentos de Proteção Individual (EPI), tais
como capacete e protetor auricular. Pino e bloco são fixados ao porta blocos e placa
de castanhas, respectivamente. Na sequência é dado início à operação do
equipamento de forma segura e precisa.
5.2 – Ensaios de Preenchimento
5.2.1 – Materiais e Geometrias para Pino e Bloco
Os ensaios de preenchimento, assim como ensaios preliminares, também
foram realizados com o aço estrutural ASTM A36.
As geometrias utilizadas foram três: a geometria “H” abordada anteriormente,
uma geometria “A” e uma geometria “B”. No entanto, todas as três geometrias
possuem as mesmas proporções de ângulo para as partes cônicas dos pinos e furo
dos blocos.
As geometrias “A” e “B” podem ser vistas na Figura 5.2 a seguir:
55 (a)
(b)
Figura 5.2 – Geometrias de pinos e blocos utilizados nos ensaios de preenchimento;
a) Pino e bloco geometria “A”; b) Pino e bloco geometria “B”.
5.2.2 – Matriz de Ensaios de Preenchimento
Com a definição dos comprimentos de queima para cada ensaio e testes com
rotações estabelecidas para que não houvesse o travamento do equipamento,
construiu-se a matriz da Tabela 5.4.
56 Tabela 5.4 – Matriz de ensaios de preenchimento para geometrias “A” e “B”. O
comprimento de queima do primeiro estágio foi de 5 mm e do segundo de 3 mm.
ENSAIO Corpo de Prova FORÇA [kN] ROTAÇÃO [rpm]
1
A
60
2
A
60 - 100
FORJAMENTO
[kN] POR 3 s
60
100
1700
3
A
60 - 200
200
4
A
60 - 300
300
5
A
60 - 400
400
6
B
60
60
7
B
60 - 100
100
1500
8
B
60 - 200
200
9
B
60 - 300
300
10
B
60 - 400
400
As definições de carga propostas procuraram abranger valores na faixa de 60
a 400 kN. Todas as legendas nomeiam as amostras da seguinte forma: a primeira
letra corresponde à geometria considerada (“A”, “B” ou “H”) e os dois números
seguintes representam a carga utilizada (60, 100, 200, 300 ou 400 kN). A partir do
ensaio 2 e 7 encontram-se os ensaios realizados em dois estágios.
5.2.3 – Procedimentos para Reparos por Atrito
A operação do equipamento é feita com os mesmo cuidados e preparação
exposta anteriormente para os ensaios preliminares. Porém, agora os ensaios
realizados foram realizados para posterior análise microestrutural.
A preparação de limpeza de pinos e blocos foi realizada com utilização de
querosene para retirada de óleo, sujeira e graxa, presentes após usinagem dos
mesmos. Posteriormente utilizou-se um ultra-som no qual são inseridos os corpos de
prova mergulhados em acetona num béquer. Assim, garante-se a eliminação da
maior parte de resquícios de óleo e demais resíduos.
Nesses ensaios o primeiro estágio de queima tem por objetivo promover um
aporte térmico para o processamento do pino. Em seguida, no segundo estágio,
57 tem-se a aplicação da carga desejada até completar-se o preenchimento total do
furo do bloco.
Os ensaios da Tabela 5.4 foram todos realizados com auxílio de um pino de
referência (com as mesmas dimensões do furo do bloco) para o alinhamento em
cada ensaio. Esse pino de referência era fixado na placa de castanhas e, em
seguida, encaixava-se o mesmo no bloco, até as proximidades do fundo do furo.
Isso garantia uma boa centralização para o par pino/bloco antes da realização do
reparo.
5.3 – Aquisição de Dados
As informações de cada ensaio são transferidas para o computador. Após
condicionamento próprio, cada sinal dos sensores diversos está diretamente
conectado a uma placa de aquisição de dados. A placa utilizada é uma PCI-DAS
1200 com resolução de 12 bits. A arquitetura desta placa é baseada no padrão ISA
(International Society of Automation).
5.4 – Preparação Metalográfica
Para as análises dos resultados obtidos após preenchimento dos blocos,
foram feitas preparações metalográficas de acordo com o tipo de observação.
Inicialmente foram feitas observações a olho nu através da macrografia. Em
seguida, com intuito de revelar a microestrutura na região da interface bloco/pino,
bem como levantar perfis de microdureza Vickers, foram preparadas secções
metalográficas das amostras produzidas.
5.4.1 – Macrografia
Para inspeção macrográfica, a parte não processada foi cortada. Em seguida,
foi realizado um corte na direção longitudinal em relação à posição do pino e
paralelamente a uma das faces do bloco. A principal preocupação neste momento
foi preservar a região central do material para a realização de inspeção e estudo da
58 qualidade do reparo. Os cortes foram feitos com uma serra de fita, com baixa
velocidade de corte e refrigerante a base de água para minimizar qualquer efeito
térmico sobre a microestrutura.
O próximo passo foi a retificação do material. Essa etapa foi necessária,
principalmente para posteriores análises em microscópios, mantendo a planicidade
ao longo de toda a superfície explorada.
A superfície em estudo foi lixada de acordo com o procedimento operacional
padrão próprio. As lixas de Al2O3 (alumina) sequencialmente utilizadas possuíam
granulometrias de 80, 220, 320, 400 e 600 mesh.
Posteriormente, as amostras foram limpas em ultra-som e, enfim, atacadas
com solução de Nital a 6%. Após o ataque, foram executadas inspeções visuais da
macroestrutura, identificando-se possíveis defeitos de reparo. A principal verificação
feita foi com relação ao preenchimento completo e união metalúrgica na região de
interface pino/bloco. Além disso, atentou-se para a abrangência da ZAC.
Todas as amostras foram analisadas e as imagens foram obtidas a partir de
uma câmera digital.
5.4.2 – Micrografia
Realizadas as observações macrográficas, as amostras passaram por uma
preparação para obtenção de uma superfície polida. Assim, elas foram lixadas
novamente com lixa de 600 mesh para retirada da camada atacada anteriormente.
Em seguida, utilizou-se a lixa de 1200 mesh antes do polimento com pastas de
diamante de granulometrias de 6, 3 e finalmente 1 µm. Terminada essa preparação,
as amostras foram atacadas com Nital a 2%.
Após toda a preparação metalgográfica, foram realizadas observações
através de microscópio ótico. Através deste, foram identificadas e registradas as
regiões da microestrutura formada após o reparo por atrito. As fotomicrografias
caracterizam o impacto provocado pela modificação de algum parâmetro do
processo e evidenciam a presença da ligação entre materiais do pino e do bloco.
59 5.5 – Ensaios de Microdureza Vickers
Para avaliar os resultados de reparo por atrito, foram realizados ensaios de
microdureza Vickers. A análise foi baseada no levantamento de perfis de
microdureza ao longo da seção de preenchimento nas direções horizontal e vertical.
O procedimento utilizado buscou abranger as regiões de interface entre pino e bloco,
ZAC, centro de reparo e regiões a 5, 10 e até 20 mm (para geometria ”H”) da
interface entre pino e fundo do furo do bloco, como se observa na Figura 5.3.
Figura 5.3 – Posicionamento para levantamento de perfis de microdureza e
principais regiões de interesse.
A preparação metalográfica procedeu-se da mesma forma que a realizada pra
as observações micrográficas.
Todas as indentações foram realizadas com carga de 0,05 kgf, espaçamento
entre cada evento de 0,2 mm para regiões próximas da interface pino/bloco e de 0,5
mm para as demais. O tempo de aplicação da carga durante os ensaios foi de 15
segundos, com um penetrador Vickers.
CAPÍTULO 6
RESULTADOS E DISCUSSÕES
6.1 – Operacionalização do Sistema
A aquisição de todos os insumos para a montagem de todo o sistema
mecânico, eletro-eletrônico e de controle permitiu a operacionalização completa da
Unidade de Processamento de Pinos por Atrito 3. Como a maior parte do sistema
hidráulico para geração de potência já se encontrava em operação para a UPPA2,
foram necessárias modificações nas conexões hidráulicas para adequação para o
novo pórtico de reparo. Além disso, toda a parte de instrumentação através de
sensores de monitoramento do sistema foi implantada e conectada ao painel
elétrico. A programação em linguagem Ladder via CLP também foi implementada
para o controle de todas as rotinas de operação.
O bloco de válvulas controla todas as entradas e saídas do fluxo hidráulico.
Portanto, as mangueiras transportadoras de óleo adquiridas que ligam motor
hidráulico e cilindro hidráulico foram conectadas diretamente ao bloco de válvulas.
Através dos sinais adquiridos de leitura dos parâmetros do processo via
sensores, o programa de controle geral busca o valor estabelecido e realiza o
controle em malha fechada. Os controladores atuantes são os cartões instalados no
painel elétrico e vão influenciar diretamente na resposta de atuação da velocidade
de rotação e força axial.
O último instante do ensaio é caracterizado pela aplicação de uma força
constante continuada após cessar o giro. Essa é a chamada força de forjamento e
foi aplicada em todos os ensaios realizados.
61 Como inicialmente o sistema não estava controlado, as cargas aplicadas
durante os primeiros testes de operação foram estabelecidas a partir de um sinal na
faixa de 0 a 10 V enviado ao cartão de controle da força. Esse sinal foi configurado
via IHM, a qual transmite o valor para o CLP e que replica o sinal para o cartão.
O sistema de giro foi controlado também a partir da entrada de sinais de 0 a
10 V da mesma forma que o sistema de aplicação de força. Nesse caso, quem
recebe o sinal para controle é o cartão de rotação. Há um programa de controle
desse cartão que permite alguns ajustes das constantes de controle PID
(Proporcional Integral e Derivativo), que são importantes na resposta e estabilização
do sistema.
Todos os ensaios de teste iniciais foram realizados a 1000 rpm para se obter
maior aporte térmico possível para o ensaio, já que essa era a maior rotação obtida
inicialmente. No entanto, os primeiros resultados com a geometria “H” mostraram a
necessidade de aumento da rotação. Assim, foram estabelecidas as velocidades de
rotação encontradas nas Tabelas 5.2 e 5.3.
Os primeiros testes de giro apresentaram instabilidade em certas faixas de
entrada. Essa instabilidade foi sentida diretamente no motor hidráulico, caracterizada
por alternância no sentido de giro do motor. Isso resultava em reversões bruscas no
fluxo de óleo hidráulico no sistema, e consequentemente em vibrações das
mangueiras de alta pressão durante a realização de um reparo.
Após ajustes no programa do cartão de rotação e encontrada a
correspondência entre entrada e saída no CLP, a rotação foi controlada e definida
uma curva correspondente à função de transferência. Esta curva foi utilizada para
definir a equação que corresponde à relação entre sinal proporcional enviado pelo
sensor de rotação (V) e a velocidade de rotação correspondente. Assim, foi possível
monitorar os valores de velocidade durantes os ensaios.
6.2 – Ensaios Preliminares
Nos ensaios preliminares, pinos cilíndricos de 38,1 mm de diâmetro, sem a
geometria de preenchimento, foram processados com queima de 5 mm, carga de
100 kN e com forjamento durante 2 segundos.
62 Nessas condições, verificou-se um pequeno deslocamento do mancal do
sistema rotativo (aproximadamente 2 mm). Foram realizados novos apertos nas
barras de travamento dos mancais. Com isso, novos testes foram feitos sem
deslocamentos mecânicos significativos.
Observou-se ainda, um comportamento não controlado da força aplicada
durante o ensaio. Assim, foram feitas correções na programação do controle e,
sanou-se o problema. Novos ensaios foram realizados, variando-se a força axial de
100 a 400 kN.
Para o ensaio realizado com pino cilíndrico a 20 tf, com forjamento de mesmo
valor, a 1000 rpm e com 5 mm de comprimento de queima, foram encontrados os
valores representados na Figura 6.1. A rotação foi mantida praticamente constante,
na faixa de 910 e 1080 rpm durante todo o teste buscando o valor de entrada. O
tempo necessário para se atingir a foça selecionada foi de 1,5 s, instante no qual se
atingiu o pico de torque de 350 N.m.
Torque Força Rotação Posição Figura 6.1 – Primeiros sinais adquiridos para sistema controlado, com pino
cilíndrico, sem a geometria de preenchimento.
O gráfico do comprimento de queima apresenta uma variação de cerca de 1
mm para mais e para menos, o que é explicado devido a uma variação no sinal de
entrada da placa de aquisição de aproximadamente 30 mV. Mesmo sendo uma
63 pequena variação relativa à faixa de medição (0 – 10 V), tem-se uma amplificação
desse erro devido à própria curva de verificação que possui um ganho de 31 vezes.
Outro fator de influência é o próprio desvio linear do transdutor de deslocamento,
que representa 0,3 mm de acordo com o fabricante © HBM.
Com o intuito de isolar a aquisição dos sinais de deslocamento e torque de
possíveis interferências eletromagnéticas no caminho entre sensor e placa de
aquisição, utilizou-se um cabo manga com malha de proteção.
Ainda na fase preliminar foram realizados testes com a geometria “H” para o
ensaio de reparo por atrito. Foram realizados testes com cargas de 100 e 200 kN e
10 mm de comprimento de queima. No entanto, após poucos segundos houve
travamento do sistema rotativo e o ensaio não foi completado para nenhuma das
cargas aplicadas. Consumiu-se uma parte do pino, mas não o suficiente para
completar o preenchimento do bloco.
Tentou-se limitar a velocidade de avanço do pino. Dessa forma, esperava-se
um maior aquecimento na região de interface do reparo, facilitando o fluxo plástico
do material. No entanto, o controle da aplicação da força axial é realizado de acordo
com a diferença de pressão detectada nos transdutores de pressão. Dessa forma, a
velocidade de avanço do eixo do cilindro hidráulico não é controlada durante o
processo. O controle busca manter a força constante, sendo que a velocidade de
avanço do cilindro fica limitada pela vazão da bomba hidráulica. A diminuição
demasiada da velocidade de avanço do cilindro poderia até levar a uma limitação na
resposta da força, já que para consumos maiores de pino seriam necessárias
velocidades de avanço maiores também. Limitando-se esse parâmetro, mesmo
quando houvesse a necessidade de um avanço mais rápido, o sistema não
conseguiria responder adequadamente.
Tentou-se realizar o ensaio com cargas ainda menores, com 30 kN de força.
Ainda assim não foi possível completar o ensaio, sendo que houve um consumo
maior do pino, mas não suficiente para completar o preenchimento do furo.
Após análises da potência fornecida para o motor hidráulico, verificou-se que
a mesma poderia ser aumentada. Como existe uma relação direta entre a
velocidade de rotação e a potência, partiu-se para um trabalho de aumento do giro
para os ensaios. Além disso, diminui-se a profundidade do furo cônico a ser
preenchido, mantendo-se as mesmas proporções para a geometria dos corpos de
64 prova. Assim, o diâmetro maior do pino ficou reduzido e outro par pino/bloco foi
definido para explorar os limites de operação do equipamento (geometrias “A” e “B”).
Para a obtenção de rotações maiores, foi necessária a reconstrução de um
conversor de freqüência em tensão para que os pulsos gerados devido à rotação
fossem
adquiridos
e
enviados
através
da
placa
de
aquisição.
Com
o
redimensionamento do circuito conversor foi possível trabalhar com rotações de até
1850 rpm.
Realizaram-se ensaios com a geometria “H” com um único estágio e
comprimento de queima de 12 mm. No entanto, apesar de um ensaio com 12 mm de
queima ter sido completado até o fim, ficou evidente a impossibilidade de operação
para cargas de 100 kN. Para outro ensaio com os mesmo parâmetros, modificandose apenas o comprimento de queima para 17 mm, o giro do motor hidráulico cessou.
Então, foi estabelecida a utilização de dois estágios para a realização dos ensaios.
Para o primeiro foi utilizado um comprimento de queima de 5 mm e para o segundo
um comprimento de 12 mm. Após o primeiro processamento, o preenchimento foi
visualmente excessivo. A partir disto, diminui-se o comprimento de queima do
segundo estágio para 10 mm.
Para o primeiro ensaio com o corpo de prova A, estabeleceu-se um
comprimento de queima no primeiro estágio de 3 mm, e comprimento de 5 mm para
o segundo estágio. Após o ensaio, pode-se observar, aparentemente, o
preenchimento completo do furo. No entanto, a carga de 200 kN estabelecida não
foi atingida. A explicação inicial para tal fato seria devido ao segundo estágio
começar em uma seção do pino com diâmetro menor em relação ao segundo
estágio do corpo de prova H. Com uma área de contato menor, há uma pressão
maior na interface pino/furo, provocando uma queima mais rápida, exigindo
velocidades maiores de deslocamento do cilindro hidráulico.
6.3 – Ensaios de Preenchimento
Como os ensaios com os corpos de prova H atingiram a carga configurada de
200 kN, manteve-se o comprimento de queima do primeiro estágio em 5 mm para
todos os ensaios com os corpos de prova A e B. Para o segundo estágio
estabeleceu-se o comprimento de 3 mm, os quais somados aos 5 mm do primeiro
65 estágio correspondem ao comprimento de queima total de 8 mm anteriormente
atingidos e que foram suficientes para o preenchimento completo.
Os gráficos de ensaios realizados de acordo com os parâmetros de rotação,
força, torque e posição, Tabela 5.4 são mostrados a seguir, nas Figuras 6.2 a 6.15.
Força Torque Rotação Posição Figura 6.2 – Sinais adquiridos para carga de 60 kN, um estágio, geometria “A”.
A carga para o primeiro estágio de todos os ensaios é a mais baixa carga
controlada de 60 kN. A mesma foi obtida a partir de vários testes e ajustes na
programação e na válvula limitadora de pressão, sendo que esta foi a carga, a partir
da qual, foi possível encontrar um aquecimento suficiente para completar o reparo
sem a parada do motor hidráulico. A Figura 6.2 aponta a fase de forjamento com o
mesmo nível de carga utilizado durante o processamento. Já o torque apresenta
uma queda ao longo do ensaio, que está associado ao aquecimento do material e
conseqüente diminuição da resistência mecânica ao movimento durante o reparo.
Observam-se ainda, na fase de forjamento, variações médias quase inexistentes do
comprimento de queima do pino. O torque, por sua vez, é nulo, pois é cessada a
rotação.
A rotação permaneceu próxima do valor estabelecido para todos os ensaios,
e assim, ênfase maior foi dada aos valores da força e do torque.
66 A partir do segundo ensaio da Tabela 5.4, tem-se ensaios com dois estágios,
sendo que a Figura 6.3 mostra o segundo estágio com a carga de 100 kN. O sinal de
torque adquirido mostra o mesmo comportamento da figura anterior até o fim do
primeiro estágio. No momento em que é aplicada a carga para o segundo estágio, o
valor do torque tende a aumentar. Além disso, observa-se uma maior taxa de
queima do pino, como pode ser observado no intervalo de 10 a 14 segundos.
Durante a fase de forjamento, a carga estabelecida é atingida e mantém-se
constante até o encerramento do ensaio.
Figura 6.3 - Sinais adquiridos para carga de 100 kN, dois estágios, geometria “A”.
Os
ensaios
comportamentos
subseqüentes,
semelhantes.
No
Figuras
entanto,
6.4,
a
6.5
força
e
6.6,
atingida
apresentaram
até
que
se
completassem os 5 mm iniciais não foi o valor selecionado. Apesar da alta taxa de
queima, a resistência ao movimento vertical cai. Já a última fase do processo,
quando não há mais rotação do pino, encontra-se maior resistência na direção da
força e, portanto, ocorre um aumento brusco da mesma para atingir a carga
estabelecida.
67 Torque Posição Força Rotação Figura 6.4 - Sinais adquiridos para carga de 200 kN, dois estágios, geometria “A”.
Observa-se nas Figuras 6.5 e 6.6 que a força atingida no final do processo
está abaixo da força estabelecida. Tal fato poderia estar ligado ao fato de o tempo
da fase de forjamento ser muito curto (3 segundos) para que maiores cargas sejam
atingidas. Caso a força tivesse um valor mais alto ao atingir os 5 mm de queima,
talvez a carga final estivesse mais próxima da estabelecida para o ensaio.
Torque Posição Rotação Força Figura 6.5 - Sinais adquiridos para carga de 300 kN, dois estágios, geometria “A”.
68 Torque Força Posição Rotação Figura 6.6 - Sinais adquiridos para carga de 400 kN, dois estágios, geometria “A”.
As próximas figuras tratam dos ensaios realizados com diâmetros das
extremidades do pino maiores em relação aos anteriores. O principal objetivo foi
verificar o comportamento dos sinais adquiridos quando há uma maior área de
contato entre pino e bloco. A Figura 6.7 apresenta comportamento muito semelhante
com o da Figura 6.2.
69 Força Torque Posição Rotação Figura 6.7 - Sinais adquiridos para carga de 60 kN, um estágio, geometria “B”.
Para a segunda carga aplicada, de 100 kN, mostrada na Figura 6.8, a força
atingiu o valor estabelecido mais rapidamente em relação ao ensaio com a mesma
carga da geometria “A”.
Força Torque Posição Rotação Figura 6.8 - Sinais adquiridos para carga de 100 kN, dois estágios, geometria “B”.
70 Com uma área de seção transversal maior, conseguiu-se atingir forças
maiores logo antes do início da fase do forjamento para os demais ensaios das
Figuras 6.9 a 6.11, comparativamente aos reparos com a geometria “A”. Lembrando
que a proporção de ângulos é a mesma tanto para “A” quanto para “B”, assim como
a cavidade dos furos para os blocos.
A Figura 6.9 mostra uma carga de aproximadamente 115 kN, logo antes da
fase de forjamento. Essa carga, nessa fase do reparo, é maior comparativamente ao
ensaio da Figura 6.4.
Torque Força Posição Rotação Figura 6.9 - Sinais adquiridos para carga de 200 kN, dois estágios, geometria “B”.
As Figuras 6.10 e 6.11 apresentaram forças maiores atingidas no final de
cada ensaio, comparativamente às mesmas condições de ensaio para pinos e
blocos da geometria “A”. Isso demonstra a influência da resistência ao movimento
durante o reparo por atrito. Não foi possível atingir novamente a carga estabelecida
para os ensaios de maiores cargas, já que a resistência ao movimento e o tempo
não foram suficientes para o intervalo de tempo de forjamento considerado.
Esperava-se que as forças selecionadas fossem atingidas durante a fase de
preenchimento, o que não aconteceu para os ensaios de dois estágios das Figuras
6.9 a 6.11.
71 Observa-se em todos os ensaios com cargas acima de 100 kN que houve um
contínuo aumento do comprimento de queima durante a fase de forjamento. Isso
não ocorre da mesma forma para os ensaios realizados com cargas de 60 e 100 kN.
Torque Posição Força Rotação Figura 6.10 - Sinais adquiridos para carga de 300 kN, dois estágios, geometria “B”.
Torque Posição Força Rotação Figura 6.11 - Sinais adquiridos para carga de 400 kN, dois estágios, geometria “B”.
72 Novos ensaios realizados com a geometria “H” permitiram verificar novos
comportamentos para o processo de reparo por atrito. Nesse caso, tem-se pinos e
furos maiores em relação aos ensaios abordados anteriormente. O maior diâmetro
do pino é 4,1 mm maior em relação ao maior diâmetro do pino da geometria “B”.
A Figura 6.12 mostra a resposta adquirida para o ensaio a rotação de 1700
rpm e carga de 100 kN, como apresentado na Tabela 5.2. Observa-se uma queima
de 5 mm em aproximadamente 6,5 segundos. Este tempo é relativamente muito
menor em relação aos ensaios já apresentados.
Força Torque Posição Rotação Figura 6.12 - Sinais adquiridos para carga de 100 kN, dois estágios, geometria “H”.
A Figura 6.13 apresenta torque com pico da ordem de 270 N.m, momento em
que a carga nominal de 200 kN é atingida.
73 Torque Posição Força Rotação Figura 6.13 - Sinais adquiridos para carga de 200 kN, dois estágios, geometria “H”.
Para a carga de 300 kN também encontram-se valores de torque em torno de
250 N.m no momento em que tenta-se atingir a força nominal. No entanto, a maior
carga adquirida foi em torno de 235 kN. Em seguida, durante o forjamento foi
possível observar a força de 300 kN.
Torque Posição Força Rotação Figura 6.14 - Sinais adquiridos para carga de 300 kN, dois estágios, geometria “H”.
74 Já o ensaio com 400 kN da Figura 6.15 não se alcançou a carga nominal no
final do reparo. Talvez com mais tempo fosse possível atingir a mesma ou então
com um pino de maior diâmetro. A limitação para a utilização de pinos com
diâmetros maiores poderia estar ligada à bomba que gera o fluxo hidráulico para o
motor hidráulico, o qual estaria sujeito a torques maiores. Assim, os níveis de torque
chegariam a valores que ultrapassariam o limite do motor hidráulico.
Força Torque Posição Rotação Figura 6.15 - Sinais adquiridos para carga de 400 kN, dois estágios, geometria “H”.
6.4 - Macro e Micrografia
As macrografias obtidas ao longo da seção longitudinal do pino de
preenchimento para os ensaios da Tabela 5.4 são apresentadas na Figura 6.16.
Estes ensaios referem-se à geometria “A”. Aparentemente, houve uma forte união
metalúrgica entre a região interfacial pino/bloco. Há evidências também do
desenvolvimento de uma ZAC na região adjacente à linha interfacial, no material do
bloco de reparo.
75 ZAC Ensaio 1 (“A”/60 kN)
Ensaio 2 (“A”/100 kN)
Ensaio 3 (“A”/200 kN)
Ensaio 4 (“A”/300 kN)
Ensaio 5 (“A”/400 kN)
Figura 6.16 – Macrografias referentes aos ensaios de 1 a 5, utilizando a geometria
“A”.
Observa-se macroscopicamente uma união metalúrgica sem a presença de
vazios nas regiões de interface entre material do pino e do bloco. Para o ensaio 1
encontra-se uma ZAC mais larga, principalmente em função do maior tempo de
processamento, ocasionando maior aquecimento do material até o preenchimento
completo. Já os outros ensaios apresentaram uma ZAC com abrangências
semelhantes, em função de os níveis de força do segundo estágio, o que agiliza o
preenchimento total.
76 Para melhor compreensão das regiões de interface pino/bloco, foram
realizadas análises de composição química via EDX nas amostras A06 e B06, as
quais apresentaram aparentes estruturas diferenciadas com relação à maior parte
da região processada.
A seguir, tem-se a Figura 6.17 (a) mostrando a interface do lado esquerdo da
amostra A06, onde se encontra a presença de inclusões principalmente de óxido de
Alumínio. O espectro da Figura 6.17 (b) mostra a região de interesse composta além
de Ferro, por Cromo, Manganês, Alumínio, e teores elevados de Oxigênio
Pino
Bloco
keV (a)
(
b)
Figura 6.17 – (a) Região contendo óxidos na interface da amostra A06; (b) Espectro
de raios-X do ponto 1 de (a), MEV.
77 Comportamento similar foi observado na amostra B06, onde se observa a
presença de óxidos na interface (microscopia eletrônica de varredura) (ver Figura
6.18). Neste caso, foram observados raios-X basicamente de Oxigênio e de
Alumínio, portanto, óxido de Alumínio (Al2O3). Esse óxido, assim como o sulfeto de
Manganês (MnS), representa uma impureza advindo do processo de fabricação do
aço. Tais impurezas em quantidades significativas podem levar a modificações nas
propriedades mecânicas. Como elas são encontradas na interface pino/bloco,
podem contribuir para uma redução da resistência mecânica da interface.
Pino
Bloco
keV (a)
(b)
Figura 6.18 - (a) Região da amostra B06 com óxidos acumulados na interface; (b)
Espectro de raios-X do ponto 1 de (a), MEV.
78 A Figura 6.19 apresenta o aspecto macrográfico das amostras produzidas
com a geometria B. Notam-se aqui macrografias com aspecto similar aos
encontrados nas amostras geradas com a geometria “A” (ver Figura 6.16)
Observando com maiores aumentos, MEV, nota-se mais uma vez a presença
de óxidos na interface (Figura 6.20). Nesse caso, tem-se óxidos de Ferro. Como não
é de se esperar que sejam encontrados óxidos de Ferro nesses aços, acredita-se.
Ensaio 6 (“B”/100 kN)
Ensaio 7 (“B”/200 kN)
Ensaio 8 (“B”/300 kN)
Ensaio 9 (“B”/300 kN)
Ensaio 10 (“B”/400 kN)
Figura 6.19 – Macrografias dos ensaios de número 6 a 10, utilizando a geometria
“B”.
79 keV Pino
Bloco (a)
(b)
Figura 6.20 - (a) Região composta por óxido da amostra B06; (b) Espectro de raiosX do ponto 1 de (a).
que esses tenham sido aprisionados nessa região durante o processamento. As
causas para isso podem estar associadas a uma geometria com folga excessiva
entre pino e bloco. Assim, sugere-se que essa folga seja revista para essas
dimensões.
A Figura 6.21 mostra uma região de interface pino/bloco a aproximadamente
5 mm da interface da base do preenchimento. Observa-se uma microestrutura
formada por ferrita de Windmanstatten, bainita e/ou martensita.
80 Bloco Pino
Figura 6.21 – Região de interface entre pino e bloco para amostra A10 (geometria
A, 100 kN, dois estágios).
A seguir, Figura 6.22, encontram-se as macrografias realizadas de acordo
com a Tabela 5.2, para os ensaios com a geometria de maior profundidade do bloco
de reparo. Nesse caso também aparece uma faixa de ZAC mais larga para o ensaio
de menor carga aplicada e com um único estágio.
A região central da Figura 6.23 é provavelmente um óxido, encontrado no
ensaio 7 (geometria “H”) e foi observado através de microscópio ótico. Ele encontrase a aproximadamente 19 mm da interface pino/bloco na base. A espessura medida
do mesmo na região central é de aproximadamente 90 µm e foi obtida com auxílio
do software do microscópio Olympus BX51M.
Não foi feita uma análise via MEV em função de contratempos para entrega
do trabalho. Sugere-se posterior análise para melhor investigação da região
apresentada.
81 Ensaio 4 (“H” 100 kN)
Ensaio 5 (“H” 200 kN)
óxido Ensaio 6 (“H” 300 kN)
Ensaio 7 (“H” 400 kN)
Figura 6.22 – Macrografias dos ensaios 4 a 7, geometria “H”.
A Figura 6.24 mostra a microestrutura de interface pino/bloco encontrada para
o ensaio realizado com a carga de 300 kN a aproximadamente 3 mm da interface da
base do preenchimento. Observa-se uma diferenciação clara na região de interface
entre pino e bloco e com união metalúrgica bem realizada.
82 Pino
Bloco 200 µm
Figura 6.23 – Detalhe da região composta pela formação de provável óxido no
ensaio 7.
83 Pino
Bloco Figura 6.24 – Interface lado direito do ensaio com 300 kN, dois estágios, geometria
“H”.
84 6.5 – Ensaios de Microdureza Vickers
A investigação com ensaios de microdureza Vickers foi realizada para
verificar como variaram as propriedades mecânicas, variação essa que está
intimamente associada à microestrutura. Os gráficos apresentados nas Figuras 6.25
a 6.34 mostram o comportamento da microdureza em cada região analisada para
todas as geometrias consideradas. O primeiro gráfico para o perfil horizontal a 5 mm
da interface inferior, mostra claramente que a microdureza na região do material do
pino oscila entre cerca de 200 e 250HV0,05. Na zona termicamente afetada, todavia,
são consideravelmente superiores os valores medidos (material base). Essa
diferença pode ser explicada em função das diferentes microestruturas observadas
na ZAC e o pino (ver Figura 6.24). Essas microestruturas não foram analisadas em
detalhes, devendo ser objeto de investigação futura. Todavia, há de se destacar aqui
a composição do material dos blocos, onde foi medido um teor de Cromo que eleva
a temperabilidade do aço, podendo assim explicar em parte as maiores durezas
observadas no material do bloco.
Da Figura 6.26 nota-se que os valores de microdureza da ZAC são
significativamente inferiores na amostra A06 em relação aos valores das demais
amostras. Isso está associado ao maior aporte térmico, como será mostrado mais
adiante.
Figura 6.25 – Perfil horizontal de microdureza Vickers situado a 5 mm da interface
inferior para ensaios da Tabela 5.4 de geometria “A”.
85 Figura 6.26 – Perfil horizontal de microdureza Vickers situado a 10 mm da interface
inferior para ensaios da Tabela 5.4 de geometria “A”.
.
Os valores de microdureza encontrados para o perfil vertical “A” encontram-se
na Figura 6.27. O ensaio foi realizado a partir de aproximadamente 5 mm da região
de interface entre pino e bloco. Pelos resultados encontram-se valores relativamente
mais baixos nos primeiros pontos do gráfico. Quando se aproxima de regiões que
sofreram maior aquecimento durante o processamento dos pinos (interface), tem-se
uma elevação para os valores de microdureza. Os valores de dureza obtidos no
material do pino são inferiores aos observados na ZAC (material base).
86 Figura 6.27 – Perfil vertical de microdureza Vickers para ensaios da Tabela 5.4 de
geometria “A”.
As Figuras 6.28 a 6.30 mostram os resultados obtidos para perfis horizontal e
vertical referentes à geometria “B”. Particularmente, observam-se para a amostra
B30 valores de microdureza relativamente menores em todos os ensaios. As razões
para esse comportamento não foram analisadas, devendo ser objeto de estudo
futuro.
Figura 6.28 – Perfil horizontal de microdureza Vickers situado a 5 mm da interface
inferior para ensaios da Tabela 5.4 de geometria “B”.
87 Figura 6.29 – Perfil horizontal de microdureza Vickers situado a 10 mm da interface
inferior para ensaios da Tabela 5.4 de geometria “B”.
Bloco Pino
Figura 6.30 – Perfil vertical de microdureza Vickers para ensaios da Tabela 5.4 de
geometria “B”.
As Figuras 6.31 a 6.34 representam os resultados encontrados para o
levantamento de perfis de microdureza para as direções horizontal e vertical das
amostras da geometria “H”.
Pino
Bloco 88 Figura 6.31 – Perfil horizontal de microdureza Vickers situado a 5 mm da interface
inferior para ensaios da Tabela 5.2 de geometria “H”.
Figura 6.32 – Perfil horizontal de microdureza Vickers situado a 10 mm da interface
inferior para ensaios da Tabela 5.2 de geometria “H”.
A Figura 6.33 apresenta perfis de microdureza mais espalhados e não segue
o mesmo comportamento que os resultados apresentados para os perfis horizontais
a 5 e 10 mm da interface pino e bloco anteriormente estudados. Nesse caso, os
vaIores de dureza não ultrapassaram 300HV0,05 no material base, ou seja,
significativamente inferiores aos medidos nas amostras com geomeras “A” e “B”.
Esse comportamento está associado ao fato de que essa geometria exige um maior
aporte térmico, como será mostrado mais adiante. Isso resulta em menores
velocidades de resfriamento, e, consequentemente, menores valores de dureza.
89 Figura 6.33 – Perfil horizontal de microdureza Vickers situado a 20 mm da interface
inferior para ensaios da Tabela 5.2 de geometria “H”.
O perfil de microdureza vertical “H” que pode ser visto na Figura 6.34
apresenta na região do pino uma tendência de redução dos valores de dureza à
medida que se afasta da interface inferior. Todavia a maioria dos resultados
encontra-se na faixa de 200 a 250HV0,05, tal como observado nos demais ensaios.
As maiores durezas foram medidas na região da ZAC. Esses valores são, porém,
inferiores aos observados nas amostras das geometrias “A” e “B” Isso se justifica
pelo maior aporte térmico e consequentemente menor velocidade de resfriamento.
90 Bloco
Pino
Figura 6.34 – Perfil vertical de microdureza Vickers para ensaios da Tabela 5.2 de
geometria “H”.
A força aplicada nos ensaios influencia a largura e as características da ZAC.
O calor liberado no caso das maiores cargas é mais bem utilizado na transformação
plástica do material e, portanto, não se propaga de forma acentuada na direção axial
do pino. Como descrito por Ellis (1972), soldas por atrito realizadas com altas
pressões axiais mostram regiões mais estreitas nas quais os valores de dureza são
menores em relação ao material base.
6.6 – Energia de Processamento
A Figura 6.35 apresenta os tempos gastos no processamento dos pinos para
as geometrias testadas. Para a geometria “H”, observa-se claramente que os
tempos de processamento diminuem com o aumento da carga aplicada. Essa é uma
tendência verificada nos trabalhos de solda e reparo por atrito (MEYER, 2003,
PIRES, 2007). Isso pode ser explicado pelo fato de que altas pressões axiais
aumentam o consumo de material (maior taxa de queima), gerando ciclos de reparo
mais curtos. Os menores tempos de processamento observados nas amostras com
geometria “A” estão associados ao fato de que nesse caso tem-se o furo de menor
91 profundidade e o diâmetro do pino é o menor de todos. Além disso, há de se
destacar que a força não teve efeito significativo sobre o tempo. Isso se deveu,
basicamente ao fato de que as forças selecionadas para o segundo estágio não
foram atingidas durante o processamento.
Figura 6.35 – Tempos gastos para ensaios das Tabelas 5.2 e 5.4.
Após aquisição de sinais para os diversos parâmetros do reparo por atrito,
construiu-se o gráfico de energia gasta durante o processamento dos pinos de cada
ensaio, como apresentado na Figura 6.36. O gráfico mostra a influência da energia
gasta à medida que a carga aplicada muda.
Para o cálculo da energia total gasta em cada ensaio utilizou-se o valor médio
de potência encontrado para o intervalo entre o início do ensaio até o momento que
a rotação do pino cai para zero (final da fase de parada), multiplicando-se esse valor
médio pelo tempo nesse instante. A potência média foi calculada a partir dos valores
de rotação e torque pontualmente adquiridos durante os ensaios.
Os valores de energia gasta encontrados para o grupo de A06 a A40 são
muito próximos. Esse comportamento está associado ao fato de que a geometria “A”
tinha apenas 20 mm a ser preenchido e o pino tinha o menor dos diâmetros
testados. Isso resultou num rápido consumo do pino e aplicação de forças
crescentes no segundo estágio não puderam ser aplicadas na sua totalidade, como
92 mencionado anteriormente. Comportamento similar foi observado nas amostras da
geometria “B”. Todavia, nas amostras da geometria “H”, notou-se uma tendência de
redução da energia de processamento com o aumento da carga axial do segundo
estágio
Figura 6.36 – Energia gasta em cada ensaio realizado até o encerramento da
velocidade de rotação.
Analisando as diferenças dimensionais entre corpos de prova, encontra-se um
preenchimento de bloco com profundidade de furo dobrada (relativo aos corpos de
prova de dimensões A e H). A energia gasta para o ensaio com um único estágio é
muito mais que o dobro quando se dobra a profundidade do furo preenchido. Já os
outros processamentos têm a energia gasta aproximadamente proporcional ao
aumento de profundidade do furo reparado.
Esse aumento da energia de processamento resulta em menores velocidades
de resfriamento, e, consequentemente, menores durezas na ZAC, como mostrado
anteriormente. Desta forma, é muito importante que se conheça as energias de
processamento, para que se possa, de alguma forma, controlar a microestrutura da
região processada. Esse controle poderia ser feito através do cálculo da energia
93 imediatamente após a execução do ensaio. Assim, poder-se-ia ter um primeiro
critério para aceitação do reparo. Isso resultaria em consideráveis economias de
tempo na execução do reparo em operações de campo.
CAPÍTULO 7
CONCLUSÕES
Através do desenvolvimento do presente trabalho foi realizada a montagem,
instrumentação e controle em malha fechada e de um equipamento de reparo por
atrito com capacidade de cargas axiais de até 500 kN. Os resultados obtidos
permitiram concluir que:
1. As estratégias de instrumentação e controle adotadas foram eficientes na
realização de reparos por atrito sob diversas condições de processamento,
incluindo geometrias diversas, forças e rotações diferentes. Essa eficiência foi
verificada através dos dados adquiridos e da avaliação macro e micrográfica;
2. Através da correta seleção da força e da rotação do pino, pode-se realizar
ensaios com pinos de dimensões relativamente grandes, evitando-se o
travamento do motor hidráulico. Além disso, a adoção de um estágio inicial
com menores cargas e/ou maiores rotações, facilitam a expansão de janelas
de operação, na medida em que se tem uma fase de aporte térmico inicial,
destinado a aumentar a temperatura. Isso proporciona a redução das
propriedades mecânicas do material e, consequentemente menores torques,
bem como ligação metalúrgica controlada;
3. No presente equipamento, a utilização de baixas velocidades de rotação (da
ordem de 1.000 rpm) conduziu a travamentos do sistema. A placa de
conversão de freqüência em tensão desenvolvida para o sensor de
velocidade apresentou-se eficaz no controle da rotação, tornando possível o
reparo de estruturas com maiores diâmetros, sem travamento;
95 4. O monitoramento do torque via telemetria foi implementado, possibilitando a
medição desse parâmetro e, consequentemente, da energia aportada durante
o processo de reparo por atrito;
5. Para os ensaios com dois estágios e forças de processamento final elevadas,
essas cargas não foram atingidas. Isso se deveu ao fato de que a resistência
mecânica desenvolvida nessas condições eram relativamente pequena. Para
se atingir esses valores, ter-se-ia que aumentar a velocidade de avanço do
sistema hidráulico, ou então, aumentar as dimensões dos pinos e blocos;
6. Na geometria “H” foram observadas maiores variações do torque. Essa
variação foi atribuída aos maiores diâmetros da amostra, a qual apresentou
maior resistência ao movimento, gerando picos de torque em pontos
característicos;Através dos ensaios preenchimento realizados, foi possível
verificar que, de modo geral, quanto maior o aporte térmico, maior a
espessura da ZAC, como esperado. Isso ficou evidente nos ensaios com
carga de 60 kN, com processamento em apenas um ciclo;
7. Nos ensaios com as geometrias “A” e “B”, a ZAC apresentou valores de
microdureza consideravelmente superiores aos observados no material
processado. Essa diferença fiou evidente também nas micrografias. Já nas
amostras com geometria “H”, foram observados valores de dureza bem
inferiores na ZAC. Essa diferença de comportamento pôde ser explicada
através do maior aporte térmico, que resulta em menores velocidades de
resfriamento, e, consequentemente, em menores durezas;
8. Foram observados óxidos diversos na região da interface. Acredita-se que a
sua presença esteja associada a um aumento da folga entre o pino e o furo.
96 CAPÍTULO 8
TRABALHOS FUTUROS
Em continuidade a esse trabalho sugere-se que ensaios com cargas mais
elevadas sejam exploradas. Isso poderá ser feito através do redimensionamento do
sistema hidráulico de aplicação da força axial, ou ainda através da adoção de pinos
de maiores diâmetros, haja vista que ainda há capacidade do torque resistivo. A
primeira das opções é mais custosa, uma vez que se fará necessária a aquisição de
uma nova bomba hidráulica. A segunda alternativa, além de não gerar custos,
oferece a possibilidade de se reduzir o número de preenchimentos nos casos de
reparo por costura. Destaca-se ainda, que, nesse caso, o aporte térmico será maior,
o que é benéfico para o processo, evitando a necessidade de préaquecimentos.
Com relação ao tempo de forjamento, sugere-se que esse valor seja elevado
de tal forma a se alcançar o valor pré-selecionado, caso isso não ocorra durante o
processamento. Isso poderia contribuir para a elevação dos níveis de tensões
residuais compressivas, o que é extremamente desejado.
Com relação à geometria dos pinos e blocos, sugere-se que os efeitos da
folga entre esses sejam avaliados, de tal forma que restos de óxidos não
permaneçam na interface.
Por fim, sugere-se estudar a viabilidade de se aplicar como critério de
aceitação da operação o cálculo do valor da energia aportada durante o processo.
Em operações de campo, isso poderia resultar em consideráveis economias de
tempo.
CAPÍTULO 9
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
ANDREWS, R.E.; MITCHELL, S.J., Underwater repair by friction stitch welding,
Metals and Materials. p. 796-797, Dec. 1990.
BLAKEMORE, G. R. “Friction Stud Welding in Hazardous Areas”. Welding & Metal
Fabrication, p. 428-430, Nov./Dec. 1993.
BLAKEMORE, G. R. Friction Welding,
Technology for the New Millennium. In:
OFFSHORE CONFERENCE, May. 1999, Houston, Texas.
EDMOND, R. C.; MARK A. C., Friction Pull Plug Welding: Dual Chamfered Plate
Hole. Lockheed Martin Corporation, New Orleans, Patent Nº US06230958 B1, 2001.
EDMOND, R. C.; MARK A. C., Friction Pull Plug Welding: Top Hat Plug Design.
Lockheed Martin Corporation, New Orleans, Patent Nº US06386419 B2, 2002.
ELLIS, C. R. G., "Continuous Drive Friction Welding of Mild Steel", in Welding
Journal: pp. 183s - 197s. 1972.
ESPINOZA, V. A. A., Incorporação superficial de nitrogênio em filmes DLC tratados
em plasma de radio frequência. Dissertação de Mestrado, Departamento de Física,
Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro, Rio de Janeiro, 2003.
FILHO, L. C. P. de L., Desenvolvimento de um programa para controle do processo
de furação utilizando um equipamento de reparos por atrito. Monografia de projeto
98 de fim de curso, Faculdade de Engenharia Mecânica, Universidade Federal de
Uberlândia, 2008.
FRANCO, S. D. ; HWANG, H. F. ; FRANCO, V. L. D. S. ; PAES, Marcelo Torres Piza
; SOUZA, R. J. DE ; RAMOS NETO, Francisco F. ; CARDOSO, L. DE O. A. ;
BARBOSA NETO, Teófilo Ferreira ; FORMOSO, C. M. . Equipamento Para Reparo
de Estruturas Metálicas e Métodos de Funcionamento. Processo no INPI - PI
0704190-0, 2009.
HWANG, H. F., Desenvolvimento, Projeto, Construção e Teste de um Cilindro de
Reparo por Atrito Portátil. Dissertação de mestrado, Faculdade de Engenharia
Mecânica, Universidade Federal de Uberlândia, Uberlândia, 2010.
LEBEDEV, V. K.; CHERNENKO, I. A. “Friction Welding”. Sov. Tech. Ver., 1992. v.4.
p. 59 – 168.
MACHADO, I. G., Soldagem & Técnicas Conexas: Processos. Laboratório de
Soldagem & Técnicas Conexas, Centro de Tecnologia, Universidade Federal do Rio
Grande do Sul, Porto Alegre, 1996.
MACIEL, M. F., Friction Plug Welding Methods and Systems. EMBRAER – Empresa
Brasileira de Aeronáutica S.A., São José dos Campos, Patente Nº WO2009089601
A2, 2009.
MEYER, A., Friction Hydro Pillar Processing - Bonding Mechanism and Properties,
Dissertation an der Technischen Universität Braunschweig, Hamburg, 2003.
MUNIZ, R. A., Unidade de Processamento por Atrito Versão 3 - Relatório Parcial.
Laboratório de Tribologia e Materiais. Universidade Federal de Uberlândia, mai.
2007.
PINHEIRO, G. A., Local Reinforcement of Magnesium Components by Friction
Processing: Determination of Bonding Mechanisms and Assessment of Joint
99 Properties, Dissertation an der Technischen Universität Braunschweig, Hamburg,
2008.
PIRES, R. R. Efeitos da Geometria, da Força Axial e da Rotação no Reparo por
Atrito. 2007. 136 f. Dissertação de Mestrado, Faculdade de Engenharia Mecânica,
Universidade Federal de Uberlândia, Uberlândia, 2007.
SOUZA, R. J. Desenvolvimento, Projeto e Construção de um Equipamento de
Reparo de Trincas por Atrito. 2006. 42 f. Dissertação de Mestrado, Faculdade de
Engenharia Mecânica, Universidade Federal de Uberlândia, Uberlândia, 2006.
THOMAS, W.; NICHOLAS, D.; JONES, S. B.; LILLY, R. H.; DAWES, C. J.; DOLBY,
R. E., Friction Forming. TWI, Cambridge, Patent Nº. EP 0 602 072 B1, 1993.
TWI – The Welding Institute. What is Friction taper plug welding ? Disponível em:
<http://www.twi.co.uk/content/faqedn002.html>. Acesso em : 15 dez 2010
VOUTCHKOV I.; JAWORSKI B.; VITANOV V. I.; G.M. BEDFORD. An integrated
approach to friction surfacing process optimisation. Surface and Coatings
Technology 141 26-33, 2001.
UNFRIED, J.; HERMENEGILDO, T.F.C.; RAMIREZ, A. J.; POPE, A. P.; PAES, M. T.
P. “Estudo da Influência dos Parâmetros de Processo na Microestrutura da Zona
Termo-Mecanicamente Afetada na Soldagem por Atrito com Pino Consumível em
Aços C-Mn”. Tecnol. Metal. Mater. Miner., São Paulo, v. 6, n. 2, p. 73-79, out.-dez.
2009.
PETRÓLEO
BRASILEIRO
S.
A.
Quem
Somos.
Disponível
<http://www.petrobras.com.br/pt/quem-somos/>. Acesso em: 8 jun. 2010
em: